rheologie de panneaux composites bois/plastique sous ......nous avons réalisé un composite wpc,...

FRANCK MICHAUD

RHÉOLOGIE DE PANNEAUX COMPOSITES BOIS/THERMOPLASTIQUES

SOUS CHARGEMENT THERMOMÉCANIQUE : Aptitude au postformage

Thèse de doctorat présentée en cotutelle à la Faculté des Études Supérieures de l'Université Laval, Québec

dans le cadre du programme de sciences du bois pour l’obtention du grade de Philosophiae Doctor (Ph.D.)

FACULTÉ DE FORESTERIE ET DE GÉOMATIQUE

UNIVERSITÉ LAVAL Québec, Canada

et

UNIVERSITÉ BORDEAUX I

Bordeaux, France pour l’obtention du grade de Docteur ès Sciences

DÉCEMBRE 2003

© Franck Michaud, 2003

Remerciements Je tiens tout d’abord à exprimer ma gratitude et mes profonds remerciements à mes

directeurs de thèse Messieurs P. Castéra et B. Riedl qui par leur collaboration ont permis

l’existence de ce projet franco-québécois.

Je remercie le Pr. Bernard Riedl pour son accueil au sein du département des

sciences du bois de l’Université Laval, pour sa patience, pour son soutien constant et la

confiance qu’il m’a temoignée. Je le remercie de m’avoir apporter toute son expérience et

ses compétences sans lesquelles ce travail n’aurait pas pu aboutir. Je lui suis reconnaissant

de m’avoir enseigné de nouvelles méthodes de travail et une autre vision de la recherche. Je

suis très sensible à l’attention qu’il a manifesté tant pour ce travail que pour l’équilibre de

vie de son étudiant.

Je remercie le Dr. Patrick Castéra qui est à l’origine de ce projet de m’avoir offert

cette grande opportunité. Il m’a permis de découvrir de nombreux aspects liés à la

recherche. Je tiens aussi à le remercier pour le dynamisme, l’inventivité et l’esprit

d’ouverture qu’il a manifesté. Ces compétences furent un des atouts majeurs de cette étude.

Je lui sais gré de la confiance qu’il m’a accordée.

Je suis très reconnaissant aux Prof. D. Rodrigue et R. Guyonnet d’avoir accepté

d’être les rapporteurs de cette thèse malgré la charge de travail supplémentaire imposée par

cet exercice.

Je tiens à remercier l’ensemble des membres du jury, MM P. Castera, A. Cloutier,

S. Grelier, R. Guyonnet, B. Riedl et D. Rodrigue, pour avoir accepté de donner une partie

de leur précieux temps en tant qu’examinateurs et d’avoir ainsi partagé une partie de leur

savoir.

J’aimerai remercier l’ensemble des personnes du Laboratoire de Rhéologie du Bois

de Bordeaux ainsi que du Département des sciences du bois et de la forêt, qui m’ont aidé

tout au long de cette étude, pour leur support technique et pour les contacts humains que

nous avons pu partager.

Je souhaite aussi remercier les différents organismes qui ont permis la réalisation

technique de ce travail : le CERSIM (Centre de Recherche en Science et Ingénierie des

ii Macromolécules, Canada), le nouveau CRB (Centre de Recherche sur le Bois, Canada), le

LRBB (Laboratoire de Rhéologie du Bois de Bordeaux, France) et Forintek Corp (Québec,

Canada). Je remercie également le Ministère de l’Éducation Nationale et de la Recherche,

la direction du LRBB, le prof. B. Riedl et les Universités Laval et Bordeaux I pour leur

soutien financier.

Enfin, je tiens à associer ma famille et tous les personnes qui me sont proches à ce

travail afin de les remercier de m’avoir accompagné toutes ces années.

Para Giana…

iii Résumé Ce travail est une étude exploratoire sur la possibilité de réaliser un composite bois

polymère ou WPC, rencontrant certaines exigences, notamment la post-thermoformabilité.

Nous avons élaboré un panneau composite fibre de bois/thermodurcissable/thermoplastique

dans la logique d’un « éco-matériau ». Ce matériau innovant est destiné à un usage

structurel ou décoratif. Il est fabriqué selon un procédé de pressage à chaud d’un matelas

fibreux. La problématique de l’incompatibilité d’interface entre le bois et le

thermoplastique, récurrente pour bon nombre de WPC, a été résolue grâce au

développement d’une technique originale d’amélioration de l’adhésion par enrobage. Les

améliorations ont permis d’obtenir des caractéristiques physico-mécaniques semblables aux

panneaux de densité moyenne. La composante thermoplastique nous a permis d’octroyer

une aptitude de post-thermoformabilité à ce matériau. L’analyse détaillée de la composition

des panneaux WPC, de leurs propriétés à différentes températures, ainsi qu’un travail de

modélisation expliquent, en partie, le comportement complexe de ce nouveau WPC.

iv Abstract This project deals with a new type of Wood Polymer Composite (WPC) able to be post

moulded. Based on wood industry processing we developed different

wood/adhesive/thermoplastic fibreboards. This exploratory work leads to an innovative

WPC fibreboard dedicated to structural or decorative use. In order to reach sufficient

mechanical properties we managed to improve the cohesion properties. In fact, weak

interfacial adhesion is a recurrent problem of all Wood/Thermoplastic products. An original

coating process of MAPP onto PP fibres gave great interfacial adhesion enhancement and

mechanical properties similar to MDF panels. The post thermoforming ability was

measured with an original thermoforming test. These investigations, through

characterisation and modelling, allowed us to determine the role of different factors and

their interactions. Our post mouldable composite WPC fibreboards are porous and made-up

of a fibre network which showed a complex rheological behaviour. Morphology,

concentration, distribution of each components and surface interactions between them

explain this behaviour.

v Résumé long Ce travail est une étude exploratoire sur la possibilité de réaliser un composite bois

polymère ou WPC, rencontrant certaines exigences, notamment l’aptitude au post-

thermoformage. Contrairement aux WPC à matrice thermoplastique, il n’a pas été question

d’incorporer une composante bois à titre de charge ou de renfort dans un produit plastique.

Nous avons réalisé un composite WPC, sur la base d’un panneau MDF, qui bénéficie des

propriétés de thermoformabilité du thermoplastique tout en conservant la rigidité

structurelle des panneaux de fibres à base de bois. De plus, le composite fibre de

bois/thermodurcissable/thermoplastique est conçu dans la logique d’un « éco-matériau »

soit un matériau à fort pourcentage de bois et avec un véritable aspect bois. Ce matériau

innovant est destiné à un usage structurel ou décoratif. Il est fabriqué selon un procédé de

pressage à chaud d’un matelas fibreux, technique bien maîtrisée par l’industrie du bois.

La problématique de l’incompatibilité d’interface entre le bois et le thermoplastique,

récurrente pour bon nombre de WPC, a été résolue par le développement d’une technique

originale d’amélioration de l’adhésion par enrobage. Ce procédé permet de concentrer les

effets de l’agent de couplage (MAPP) à l’interface qui est le lieu privilégié du transfert des

contraintes. Ces améliorations ont permis d’obtenir des caractéristiques physico-

mécaniques semblables aux panneaux de densité moyenne (MDF).

La composante thermoplastique nous a permis d’octroyer une aptitude supplémentaire à ce

matériau : la post-thermoformabilité. La mesure de cette capacité a fait l’objet du

développement d’un essai de thermoformage original. Cet essai est un test de flexion en 5

points, qui permet une évaluation satisfaisante et il est assez facile à mettre en œuvre. Seuls

quelques composites ont présenté de réelles propriétés de post-thermoformage.

L’architecture du réseau fibreux, la nature du mélange, la morphologie des constituents et

leurs interactions se sont avérées des facteurs influençant fortement le comportement

rhéologique de nos WPC, et ce au même titre que les proportions du mélange. L’analyse

détaillée de la composition des panneaux WPC, de leurs propriétés à différentes

températures, ainsi qu’un travail de modélisation expliquent, en partie, le comportement

très complexe de ce nouveau WPC.

Table des matières Remerciements........................................................................................................................ i Résumé.................................................................................................................................. iii Abstract ................................................................................................................................. iv Résumé long........................................................................................................................... v Table des matières................................................................................................................. vi Liste des tableaux.................................................................................................................. ix Liste des figures .................................................................................................................... xi Lexique................................................................................................................................ xiv Glossaire............................................................................................................................. xvii Introduction générale ............................................................................................................. 1 1. Les composites bois polymère : étude bibliographique ................................................. 5

1.1 Introduction.................................................................................................................. 5 1.2 Les fibres naturelles ..................................................................................................... 5 1.3 Les polymères synthétiques ....................................................................................... 10

1.3.1 Les résines thermodurcissables ........................................................................... 10 1.3.2 Les thermoplastiques........................................................................................... 12

1.4 Procédés de fabrication des composites..................................................................... 13 1.4.1 Les techniques plasturgistes................................................................................ 13 1.4.2 Les techniques de l’industrie bois : Consolidation d’un matelas fibreux ........... 14

1.5 Les composites bois/polymères.................................................................................. 15 1.5.1 Les composites bois/thermoplastique ................................................................. 15 1.5.2 Les Matelas Naturels renforçant des Thermoplastiques : NMT ......................... 28 1.5.3 Comparaison entre les WPC et les produits commerciaux usuels ...................... 31

1.6 Conclusion ................................................................................................................. 32 Références chapitre 1 ....................................................................................................... 33

2. Matériel expérimental .................................................................................................. 45 2.1 Introduction................................................................................................................ 45 2.2 Analyse des constituants ............................................................................................ 45

2.2.1 Les fibres de bois ................................................................................................ 45 2.2.2 Les polymères synthétiques ................................................................................ 55

2.3 Mise au point des plans d’expériences....................................................................... 59 2.3.1 Plan d’expérience préliminaire ........................................................................... 60 2.3.2 Second plan d’expérience ................................................................................... 62

2.4 Élaboration des composites bois/plastique................................................................. 63 2.4.1 Élaboration d’un panneau de fibres de moyenne densité.................................... 63 2.4.2 Calcul des proportions des différents mélanges.................................................. 64 2.4.3 Préparation de l’ébauche (matelas fibreux encollé) ............................................ 68 2.4.4 Processus de consolidation par thermocompression........................................... 70

2.5 Conclusion ................................................................................................................. 76 Références chapitre 2 ....................................................................................................... 77

3. Adhésion des WPC : Amélioration de l’interface........................................................ 82 3.1 Interface d’un matériau composite : notion d’adhésion............................................. 82

3.1.1 Interface bois/polymère....................................................................................... 83 3.1.2 Modification de l’interface bois/thermoplastiques.............................................. 86 3.1.3 La mise en œuvre des modifications................................................................... 93

vii

3.1.4 Caractérisation de l’adhésion, de l’interface et des surfaces............................... 93 3.1.5 Résumé sur l’adhésion des WPC ........................................................................ 95

3.2 Méthode originale d’amélioration de l’interface........................................................ 96 3.2.1 Conception d’un « enrobeur »............................................................................. 96 3.2.2 Procédé d’enrobage : « coating » ........................................................................ 97 3.2.3 Analyse des fibres PP enrobées de MAPP : produit de l’enrobage .................... 99

3.3 Angle de contact et capacité d’adhésion des WPC2 ................................................. 103 3.4 Conclusion ............................................................................................................... 108 Références chapitre 3 ..................................................................................................... 110

4. Caractérisation physico-mécanique à température ambiante des WPC..................... 117 4.1 Méthodes de caractérisation physico-mécanique statique ....................................... 117

4.1.1 Echantillonnage................................................................................................. 117 4.1.2 Profil de densité ................................................................................................ 118 4.1.3 Essais physico-mécaniques ............................................................................... 120 4.1.4 Analyse statistique des données........................................................................ 123

4.2 Propriétés physico-mécaniques................................................................................ 124 4.2.1 Estimation de la porosité et des fractions volumiques ...................................... 124 4.2.2 Caractérisation mécanique des WPC1 ............................................................... 127 4.2.3 Caractérisation des panneaux composites MDF/pMDI de référence................ 128 4.2.4 Caractérisation des panneaux composites WPC2 .............................................. 129

4.3 Conclusion ............................................................................................................... 138 Références chapitre 4 ..................................................................................................... 140

5. Mise en forme et comportement rhéologique ............................................................ 142 5.1 Thermoformage : matelas fibreux bois/polymère .................................................... 142

5.1.1 Généralités sur le thermoformage ..................................................................... 142 5.1.2 Le thermoformage des composites fibreux bois/polymère ............................... 143

5.2 Caractérisation rhéologique de la mise en forme..................................................... 146 5.2.1 Essais de flexion en température....................................................................... 146 5.2.2 Essais de traction en température...................................................................... 148 5.2.3 Estimation de la température réelle des échantillons ........................................ 148

5.3 Caractérisation dynamique des WPC2...................................................................... 150 5.3.1 Échantillonnage................................................................................................. 151 5.3.2 Essais dynamiques ............................................................................................ 151

5.4 Comportement rhéologique...................................................................................... 154 5.4.1 Résultats des essais de thermoformage : flexion cinq points............................ 154 5.4.2 Résultats des essais statiques à température de thermoformage ....................... 158 5.4.3 Résultats dynamiques........................................................................................ 166

5.5 Conclusion ............................................................................................................... 175 Références chapitre 5 ..................................................................................................... 178

6. Modélisation............................................................................................................... 180 6.1 Modélisation d’un matériau composite.................................................................... 180

6.1.1 Modélisation analytique .................................................................................... 182 6.1.2 La théorie des stratifiés (ou théorie des laminés).............................................. 187 6.1.3 Modélisation numérique ................................................................................... 195 6.1.4 Modélisation d’un réseau fibreux...................................................................... 199 6.1.5 Rhéologie : modèles mécaniques simples......................................................... 200 6.2.1 Le processus de modélisation ........................................................................... 202

6.2 Modélisation analytique des WPC2 .......................................................................... 203

viii

6.3 Modélisation rhéologique des WPC ........................................................................ 206 6.4 Conclusion ............................................................................................................... 210 Références chapitre 6 ..................................................................................................... 213

Conclusion générale ........................................................................................................... 219 Annexes.............................................................................................................................. 223

Annexe A: Analyse statistique (ANOVA) ............................................................... 224 Annexe B: Analyse XPS .......................................................................................... 229 Annexe C: Courbes de traction à 20°C et 180°C ..................................................... 231 Annexe D: Complément à la modélisation............................................................... 232 Annexe E: Complément modélisation rhéologique ................................................. 236

ix Liste des tableaux Tableau 1-1 : Caractéristiques des fibres naturelles (Bledzki et Gassan, 1999 ; Rowell et al, 1997).................7 Tableau 1-2 : Propriétés de différentes essences (Jodin, 1994)...........................................................................8 Tableau 1-3 : Caractéristiques des résines thermodurcissables (Gay, 1991 ; Dorlot, 1986) .............................11 Tableau 1-4 : Caractéristiques des thermoplastiques (Osso, 1999 ; Gay, 1991) ...............................................12 Tableau 1-5 : Classification des études sur les WPC selon le polymère utilisé ................................................17 Tableau 1-6 : Suite de la classification des études sur les WPC selon le polymère utilisé................................18 Tableau 1-7 : Études à caractère général sur les WPC......................................................................................19 Tableau 1-8 : Influence du taux de renfort sur les propriétés mécaniques des WPC ........................................21 Tableau 1-9 : Propriétés mécaniques de WPC selon le thermoplastique (Bledzki et al, 1998b)......................23 Tableau 1-10 : Effets du MA sur des composites bois/thermodurcissable (d’après Aranguren et al, 2000)....26 Tableau 1-11 : Liste des travaux expérimentaux sur les NMT..........................................................................28 Tableau 1-12 : Propriétés mécaniques de quelques NMT.................................................................................29 Tableau 1-13 : Propriétés physiques de quelques NMT....................................................................................30 Tableau 1-14 : Comparaison de différents WPC (adapté des données EinWoodTM) ........................................31 Tableau 2-1 : Dimensions des fibres F.L (données Delisée et al, 2001) ..........................................................47 Tableau 2-2 : Caractéristiques d’un bois rétifié et d’un bois naturel (May et al, 1990 cité par Osso et al, 1999)

...............................................................................................................................................................48 Tableau 2-3 : Composition chimique en masse des fibres de bois ....................................................................49 Tableau 2-4 : Composition élémentaire surfacique des fibres de bois (analyse XPS) ......................................51 Tableau 2-5 : Analyse XPS détaillée de la déconvolution du pic carbone C1s pour les fibres de bois............54 Tableau 2-6 : Plan d’expérience préliminaire (WPC1)......................................................................................61 Tableau 2-7 : Plan d’expérience (seconde élaboration : WPC2)........................................................................62 Tableau 2-8 : Concentrations prédéfinies selon le plan d’expérience ...............................................................65 Tableau 2-9 : Concentrations et masses de PP2 et MAPP .................................................................................66 Tableau 2-10 : Composition massique des matelas fibreux de mélange homogène..........................................67 Tableau 2-11 : Indexation des composites rattachés au second plan d’expérience ...........................................69 Tableau 3-1 : Composition élémentaire de surface des fibres PP modifiées (XPS) ........................................100 Tableau 3-2 : Angles de contact dynamiques des WPC2 avec l’eau (méthode de la goutte)...........................105 Tableau 4-1 : Estimation de la porosité et des fractions massiques des WPC2 ...............................................127 Tableau 4-2 : Données mécaniques sur les panneaux MDF1/UF (Michaud, 1999).........................................127 Tableau 4-3 : Contrainte de cisaillement longitudinale des WPC1..................................................................128 Tableau 4-4 : Propriétés mécaniques des panneaux MDF/pMDI référence (WPC2 : 0,100,0)........................129 Tableau 4-5 : Cohésion des panneaux WPC2 .................................................................................................131 Tableau 4-6 : Comparaisons simples sur les propriétés de cohésion et gonflement des WPC2 (contrastes

qualitatifs par ANOVA).......................................................................................................................132 Tableau 4-7 : Flexion 3 points à température ambiante des WPC2 ................................................................134 Tableau 4-8 : Contrastes sur les WPC2 en flexion 3 points à température ambiante (ANOVA)....................135

x Tableau 4-9 : Traction à température ambiante des WPC2..............................................................................136 Tableau 4-10 : Contrastes sur les WPC2 en traction à température ambiante (ANOVA) ...............................137 Tableau 5-1 : Propriétés de quelques composites fibreux bois/thermoplastiques ...........................................145 Tableau 5-2 : Estimation du temps nécessaire pour atteindre une température d’équilibre ............................150 Tableau 5-3 : Spécificité du thermoformage selon la nature du WPC1 ...........................................................157 Tableau 5-4 : Thermoformabilité des WPC1 ...................................................................................................157 Tableau 5-5 : Flexion 3 points à température de thermoformage (180°C)......................................................158 Tableau 5-6 : Contrastes sur les WPC2 en flexion à 180°C (ANOVA)...........................................................159 Tableau 5-7 : Traction à température de thermoformage (180°C) sur les WPC2 ...........................................160 Tableau 5-8 : Contrastes sur les WPC2 en traction à 180°C (ANOVA)..........................................................161 Tableau 6-1 : Données issues de la simulation par un milieu aléatoire de panneaux MDF (Michaud, 1999 ;

Delisée et al, 2001ab)...........................................................................................................................198 Tableau 6-2 : Estimations des propriétés dans le plan des WPC2 à température ambiante .............................206 Tableau A-1 : ANOVA sur IB ........................................................................................................................224

Tableau A-2 : ANOVA sur IB après gonflement ............................................................................................224

Tableau A-3 : ANOVA sur gonflement en épaisseur......................................................................................225

Tableau A-4 : ANOVA sur MOE en flexion 3 points.....................................................................................225

Tableau A-5 : ANOVA sur MOR en flexion 3 points.....................................................................................225

Tableau A-6 : ANOVA sur MOE à 180°C en flexion.....................................................................................226

Tableau A-7 : ANOVA sur MOR à 180°C en flexion ....................................................................................226

Tableau A-8 : ANOVA sur MOE en traction..................................................................................................226

Tableau A-9 : ANOVA sur MOR en traction .................................................................................................227

Tableau A-10 : ANOVA sur MOE à 180°C en traction..................................................................................227

Tableau A-11 : ANOVA sur MOR à 180°C en traction..................................................................................227

Tableau A-12 : ANOVA sur les angles de contact des WPC..........................................................................228

Tableau D-1 : Données collectées pour la modélisation .................................................................................232

Tableau D-2 : Propriétés des laminés unidirectionnels équivalents selon Halpin-Tsai...................................232

Tableau D-3 : Module transverse des laminés unidirectionnels équivalents selon Nielsen ............................233

xi Liste des figures Figure 1-1: Structure du bois (observations multi échelles: d'après Harrington, 1998) ......................................6

Figure 1-2 : Molécule de la cellulose (n répétitions du motif cellobiose) ...........................................................7

Figure 1-3 : Classification des composites WPC (d’après Schneider(1994) et Callister(1994) dans Osso et al, 1999) ......................................................................................................................................................16

Figure 2-1 : Dimensions des fibres MDF1, (adapté de Nyangiro, 1999) ...........................................................46

Figure 2-2 : a. Tamisage des fibres MDF2 (Garcia, 2001) ; b. Tamisage de la sciure B.R ...............................47

Figure 2-3 : Thermogravimétrie des constituants employées dans les WPC ....................................................50

Figure 2-4 : Déconvolution du pic C1s pour les fibres longues F.L (XPS).......................................................52

Figure 2-5 : Déconvolution du pic C1s pour la sciure de bois rétifié B.R (XPS)..............................................53

Figure 2-6 : Viscosité en régime permanent η des thermoplastiques employées à l’état fondu (170°C : température de thermoformage).............................................................................................................56

Figure 2-7 : Viscosité dynamique η* des thermoplastiques à l’état fondu (170°C : température de thermoformage ; déformation utilisé : 5% ; domaine LVE) ..................................................................56

Figure 2-8 : Les trois types de WPC réalisés (a. mélange homogène b. stratifié c. mixte) ...........................60

Figure 2-9 : Délamination d’un panneau MDF .................................................................................................61

Figure 2-10 : Vue intérieure du mélangeur rotatif ; matelas fibreux (LRBB, France) ......................................68

Figure 2-11 : Principaux paramètres influençant les composites à base de bois pendant et après mise en forme (adapté de Bolton et Humphrey, 1988) ..................................................................................................71

Figure 2-12 : Dispositif expérimental de thermocompression (LRBB, Université Bordeaux I) ......................72

Figure 2-13 : Cycle de consolidation schématique d’un mélange WPC1 ( I: densification; II: épaisseur finale; III: relaxation due à l’UF; IV: relaxation due au thermoplastique).......................................................73

Figure 2-14 : Optimisation du cycle de presse des panneaux MDF2/pMDI comparaison avec le cycle des WPC2 calqué sur le MDF2/pMDI référence...........................................................................................74

Figure 2-15 : Courbes expérimentales de la température au cœur des panneaux 15,75,0 B.R lors du cycle de presse .....................................................................................................................................................75

Figure 3-1 : Comparaison de l’adhésion bois/thermodurcissables (adapté de Frazier et Jianwen, 1998) ........84

Figure 3-2 : Formation d’un uréthanne par réaction cellulose-isocyanate ........................................................85

Figure 3-3 : Liaison chimique MAPP / matière lignocellulosique (adapté de Matuana et al, 2001)................89

Figure 3-4 : Dispositif expérimental d’enrobage (Université Laval) ................................................................97

Figure 3-5 : Mise en solution du MAPP dans du toluène..................................................................................98

Figure 3-6 : Analyses DSC de l’enrobage a. Comparaison des analyses DSC des constituants du PP enrobé de MAPP b. Mise en évidence de la présence de MAPP sur les fibres PP (DSC), en bas........................101

Figure 3-7 : Photos MEB de la modification des fibres par enrobage au MAPP ............................................103

Figure 3-8 : Goutte d’eau à l’équilibre sur une surface solide (adapté de Kinloch, 1987) ..............................104

Figure 3-9 : Mesure de l’angle de contact des WPC2......................................................................................104

xii Figure 4-1 : Profil de densité d’un panneau MDF expérimental (8% pMDI) .................................................118

Figure 4-2 : Profils de densité schématisés des WPC2 avec B.R ou F.L. ......................................................119

Figure 4-3 : Éprouvette de traction en haltère, WPC2 ....................................................................................121

Figure 4-4 : Essai de cisaillement longitudinal (NF B 51-003).......................................................................122

Figure 4-5 : Hypothèse de déformation de la section d’une fibre de bois .......................................................125

Figure 4-6 : Histogramme comparatif des propriétés de cohésion des WPC2 à gauche IB spécifique soit IB / densité ; à droite IB sur les mêmes composites (1 à 6) (données issues du tableau 4-5, erreur type = 0.098) ...................................................................................................................................................130

Figure 4-7 : Photographies des éprouvettes IB après gonflement ..................................................................134

Figure 5-1 : Produits commerciaux WPC (Quickform© : produit thermoformé) ...........................................146

Figure 5-2 : Définition de la thermoformabilité (critère du plan d’expérience préliminaire)..........................147

Figure 5-3 : Dispositif expérimental de thermoformage (LRBB, Université Bordeaux I) ..............................148

Figure 5-4 : Comportement viscoélastique schématique de différents matériaux (adapté de Gearing, 1999)150

Figure 5-5 : Schéma de l’essai de torsion rectangulaire dynamique ...............................................................153

Figure 5-6 : Essai de thermoformabilité sur les composites WPC1 (flexion 5 points à 180°C) a. Courbes sur les WPC1 mixtes et stratifiés b. Courbes sur les mélanges homogènes ............................................156

Figure 5-7 : Photographie du thermoformage réussi du composite MDF-B.R(70)/PP(30) avec schématisation des contraintes lors de l’essai...............................................................................................................158

Figure 5-8 : Schématisation des comportements possibles en contrainte-déformation ...................................162

Figure 5-9 : Comportement force-déplacement en flexion des WPC2 à température ambiante (courbes expérimentales à 25°C ± 3°C)..............................................................................................................163

Figure 5-10 : Comportement force-déplacement en flexion des WPC2 à 180°C (courbes expérimentales) ...163

Figure 5-11 : Comparaison du comportement en déformation des WPC2 en flexion et traction entre 20 et 180°C ...................................................................................................................................................165

Figure 5-12 : Module de perte dynamique vs température des WPC2 soumis à une flexion 3 points (lissage par moyenne mobile 5 points)..............................................................................................................168

Figure 5-13 : Module de stockage dynamique vs température des WPC2 soumis à une flexion 3 points (lissage par moyenne mobile 5 points)..............................................................................................................168

Figure 5-14 : tan δ vs température des WPC2 soumis à une flexion dynamique 3 points (lissage par moyenne mobile sur 20 points) ...........................................................................................................................169

Figure 5-15 : Etude du facteur de perte sur du bois massif vs température (en incrustation le comportement du bois d’après Kelley et al, 1987) ...........................................................................................................170

Figure 5-16 : Log du module de stockage G’ des WPC2 vs température (cisaillement par torsion dynamique).............................................................................................................................................................173

Figure 5-17 : Log G’’ vs température pour les WPC2 (essai de torsion).........................................................174

Figure 5-18 : Grandeurs mesurées vs température pour les WPC2 (essai torsion) a. Tan δ (G’’/G’) en fonction de la température b. Coefficient de dilatation thermique linéaire mesuré sous légère tension c. Viscosité complexe soit le rapport G* sur la fréquence angulaire.......................................................175

Figure 5-19 : Courbe contrainte vs déformation typique des thermoplastiques ..............................................177

xiii Figure 6-1 : Exemple de stratifié composé de couches unidirectionnelles......................................................195

Figure 6-2 : Simulation d’un modèle 3D de fibres (droites de Poisson), Delisée et al 2001b.........................197

Figure 6-3 : Comportement viscoélastique simple selon le modèle de Burger. ..............................................201

Figure 6-4 : Modèle non linéaire de corps élasto-visco-plastique (Bingham).................................................202

Figure 6-5 : Processus de modélisation des propriétés dans le plan des WPC2 à température ambiante .......205

Figure 6-6 : Modèle rhéologique du comportement à haute température des WPC........................................207

Figure 6-7 : Schématisation du comportement rhéologique des WPC à haute température de post-thermoformage pour une sollicitation simple en traction.....................................................................209

Figure B-1 : Analyse de surface du bois rétifié (XPS) ....................................................................................229 Figure B-2 : Analyse de surface des fibres longues (XPS) .............................................................................229

Figure B-3 : Analyse de surface des fibres MDF industrielles (XPS).............................................................230

Figure C-1 : Comportement contrainte-déformation en traction des WPC2 à température ambiante (25°C ± 3°C)......................................................................................................................................................231

Figure C-2 : Comportement contrainte-déformation en traction des WPC2 à 180°C......................................231

Figure D-1 : Influence des paramètres de cisaillement des matières premières sur l’estimation des propriétés du WPC................................................................................................................................................233

Figure D-2 : Influence de l’estimation du module transverse via les propriétés IB sur la modélisation des propriétés du WPC...............................................................................................................................234

Figure D-3 : Influence des MOE des matières premières sur l’estimation des propriétés du WPC................234

Figure E-1 : Modélisation empirique du comportement lors d’un essai de post-thermoformage réussi sur les WPC1 (mélange homogène).................................................................................................................236

Figure E-2 : Modélisation du comportement rhéologique (Maxwell+Bingham) des WPC à 180°C – Partie jusqu’au plateau visqueux selon l’équation 6-48 .................................................................................236

xiv Lexique α niveau de confiance (statistique, sans unité)

αd coefficient de dilatation thermique (K-1)

αt coefficient de dilatation thermique linéaire lors de l’essai de torsion (°C-1)

β facteur des équations de Cox

δ angle de déphasage entre la sollicitation et la réponse en mode dynamique (°)

δh dimension caractéristique de l’hétérogénéité

∂Ω frontière du domaine géométrique

∆Ea énergie d’activation (J.mole-1)

∆Η chaleur de réaction totale (enthalpie en J.g-1)

ε déformation normale (sans unité)

ε& vitesse de déformation normale (s-1)

φmax facteur des équations Halpin-Tsai tenant compte de l’agencement du renfort

γ déformation de cisaillement interfacial (sans unité)

γij déformation de cisaillement selon (i,j) (sans unité)

γm énergie libre de la matrice (J)

γLv énergie libre de surface au point de contact liquide/vapeur (erg/cm2)

γsL énergie libre de surface au point de contact solide/liquide (erg/cm2)

γsv énergie libre de surface au point de contact solide/vapeur (erg/cm2)

η viscosité (Pa.s)

η facteur des équations Halpin-Tsai pour les modules

η’ facteur des équations Halpin-Tsai pour les résistances

ϕ facteur des équations Halpin-Tsai modifiées

κi flexion d’un laminé selon la direction i (sans unité)

κij torsion d’un laminé selon (i,j) (sans unité)

ν fractions volumiques (sans unité)

νPoisson coefficient de Poisson (sans unité)

θ angle géométrique (°)

θt angle de contact sur une surface au temps t (°)

ρ densité (sans unité)

σ contrainte (MPa)

σ& vitesse de mise sous contrainte (MPa.s-1)

xv τ contrainte de cisaillement (MPa)

τI contrainte de cisaillement interfacial (MPa)

ω féquence angulaire (s-1)

Ω domaine géométrique

ζ facteur des équations Halpin-Tsai prenant en compte les fibres

Aij coefficients liés à la traction ou la compression plane (théorie des stratifiés)

Bij coefficients liés aux couplages (théorie des stratifiés)

Ci concentration (sans unité)

Cij coefficients des complaisances (MPa)

CLT théorie classique des stratifiés

d diamètre (m)

dl degré de liberté (sans unité)

Dij coefficients liés à la flexion (CLT)

E module d’élasticité (MPa)

Eθ module d’élasticité selon l’angle θ (MPa)

Eij module d’élasticité selon les directions (i,j) (MPa)

F valeur de F (statistique, sans unité)

F Force (N)

F.E.M méthode des éléments finis

G module de cisaillement (MPa)

H teneur en humidité (%)

H0 hypothèse statistique (associé à l’erreur de première espèce)

H1 hypothèse statistique (associé à l’erreur de seconde espèce)

H.R humidité relative de l’air (%)

IB Internal Bond (traction perpendiculaire aux faces du panneau en MPa)

IB-G Internal Bond après le test de gonflement (MPa)

K facteur des équations Halpin-Tsai

ℓ longueur (m)

ℓc longueur critique (m)

LVE région viscoélastique linéaire

N,M contraintes et moments résultants d’un laminé (théorie des stratifiés)

M masse (kg)

M module de Young (MPa)

xvi MC Moyenne des carrés (statistique, sans unité)

Mpoint point matériel

Mw masse moléculaire (g.mol-1)

p probabilité (valeur comprise entre 0 et 1, sans unité)

pH mesure du potentiel acide/base (sans unité)

Qij coefficients de la matrice réduite

Sij coefficients de souplesse (MPa-1)

SC somme des carrés (statistique, sans unité)

t temps (s)

T température (°C)

Tg température de transition vitreuse (°C)

Tf température de fusion (°C)

TS gonflement dans l’épaisseur (%)

u,v,w déplacements spaciaux suivant un repère dans l’espace

V.E.R volume élémentaire représentatif

W teneur en humidité du matériau (%)

WA absorption d’eau (%)

Wad travail d’adhésion (J)

xvii Glossaire AA anhydride acétique

ABS acrylonitrile butadiène styrène

AFM microscope à force atomique

B.R bois rétifié

CERSIM Centre de recherche en sciences et ingénierie des macromolécules (Université Laval, Canada)

CF fibres cellulosiques

CP pâte chimique

CRB Centre de recherche sur le bois (Québec, Canada)

CTMP pâte thermomécano chimique

DF fibres de bois issues de la démolition

DMTA analyse thermomécanique dynamique

DSC analyse enthalpique différentielle (differential scanning calorimetry)

EFPG Ecole Française de Papeterie et des Industries Graphiques

EPMA méthacrylate d’époxy-propyle

ESCA spectroscopie électronique pour l’analyse chimique

EWP engineering wood products (produits de génie du bois)

F.L fibres longues

FTIR transformation de Fourier des IR

GMA méthacrylate de glycidyle

GMT matelas de fibres de verre renforçant un thermoplastique

HDPE polyéthylène haute densité

IGC chromatographie gazeuse inversée

IR infrarouge

LDPE polyéthylène basse densité

LLDPE polyéthylène linéaire basse densité

LRBB Laboratoire de rhéologie du bois de Bordeaux (France)

LVL Laminate veener lumber

MA anhydride maléique

MAA acide méthacrylique

MAPE polyéthylène maléaté

MAPP polypropylène maléaté ou polypropylène modifié à l’anhydride maléique

MDF panneaux de fibres de densité moyenne

MEB microscope à balayage électronique

MMA méthyle méthacrylate

MOE module d’élasticité

xviii MOR module de rupture

MP pâte mécanique

NMT matelas fibreux lignocellulosique renforçant un thermoplastique

OSB panneaux de lamelles orientées

PE polyéthylène

PET polyéthylène téréphtalique

PF phénol formaldéhyde

PHA anhydride phtalique

pMDI polyméthylène polyphényl isocyanate

PMMA poly (méthacrylate de méthyle)

PP polypropylène

PS polystyrène

PR résine phénolique

PVC polychlorure de vinyle

RMN résonance magnétique nucléaire

RPET polyéthylène téréphtalique recyclé

RTM resin transfer moulding (moulage par transfert de résine)

SA anhydride succinique

SMA poly (styrène-co-anhydride maleique)

SEBS poly (styrène-éthylene/butylène-styrène)

SEBS-MA styrène-éthylène/butylène-styrène tribloc copolymère greffé avec de l’anhydride maléique

TG analyse thermogravimétrique

TMA analyse thermomécanique

TMP pâte thermomécanique

UF urée formaldéhyde

VHDPE polyéthylène haute densité vierge

VPET polyéthylène téréphtalique vierge

WF fibres de bois

WFa farine de bois

WPC wood polymer composite (composite bois/polymère)

XPS spectroscopie des photoélectrons (X-ray Photoelectron Spectroscopy)

Introduction générale Le développement et les changements rapides des produits, des pratiques

technologiques et industrielles sont accompagnés par de nouvelles générations de

matériaux. Parmi ces matériaux, les composites ne cessent d’évoluer vers des produits qui

sont, soit le moins coûteux possible, soit le plus performant, ou bien les deux à la fois. De

plus, dans un souci de protection de l’environnement et de santé publique, les composites

tendent à intégrer un caractère écologique (ex : matières recyclées ou biodégradables).

L’utilisation du bois, au sens large des matériaux cellulosiques, dans la conception des

matériaux composites permet d’associer un matériau résistant, léger, abondant, non abrasif,

structuré et à faible coût avec de nombreux matériaux tels que les métaux, les plastiques,

les fibres synthétiques et les bétons. Ces associations peuvent prendre diverses formes que

ce soit des mélanges, des stratifiés ou autres produits d’ingénierie.

Les matériaux d’ingénierie à base de bois (EWP : Engineering Wood Products) sont très

largement utilisés et font l’objet d’un développement constant depuis de nombreuses

années. Il s’agit de produits comme les lamellés collés, les poutres en I, le LVL ainsi que

tous les panneaux à base de bois que sont les agglomérés, les contre-plaqués, les panneaux

de fibres de densité moyenne, les panneaux gaufrés, etc. L’idée essentielle de cette

approche étant de s’affranchir de certains défauts du bois, comme sa forte variabilité, par la

reconstitution de produits via l’usage d’adhésifs spécifiques à chaque type de produits

réalisés. Un produit comme le lamellé collé permet en effet d’obtenir des pièces structurales

de grandes dimensions et possédant des caractéristiques modulables (forme, mise en œuvre

etc.). En ce qui concerne les panneaux reconstitués à base de bois que cela soit des fibres,

copeaux ou autres, ils permettent l’exploitation de bois impropre au sciage et la fabrication

de produits de qualité constante répondant, selon les besoins, à des caractéristiques

spécifiques (usage structural, usage décoratif, ameublement, etc.).

Ce type de matériau représente la majorité des EWP cependant nous allons nous intéresser

plus particulièrement aux composites associant le bois sous forme de fibre ou de farine avec

des polymères thermoplastiques ou thermodurcissables. Dans cette catégorie de matériaux

2 composites bois/polymère (WPC : Wood Polymer Composite) on distingue deux sortes de

produits : les composites utilisant le bois comme une charge afin de réduire leur coût et leur

poids (en remplacement des charges habituelles que sont les micas et autres minéraux) ; et

les composites dans lesquels le bois est un renfort qui permet l’amélioration des propriétés

mécaniques (en remplacement des fibres de verres, fibres de carbone et autres renforts).

Depuis de nombreuses années, le bois est principalement utilisé comme charge en

remplacement des traditionnelles charges minérales. En revanche, c’est seulement depuis

peu de temps que l’intérêt de certains secteurs industriels, comme l’industrie de l’emballage

et du transport, pour des matériaux ayant une bonne aptitude à la mise en forme et de

bonnes performances, a conduit à l’utilisation de fibres cellulosiques (Sherman, 1999 ; voir

références du chapitre 1). Ces dernières sont apparues en lieu et place de la fibre de verre

ou des fibres synthétiques dans des composites à matrice polymère renforcés par des fibres.

C’est donc à cette dernière catégorie de matériaux qu’appartiennent les matériaux réalisés

et caractérisés lors de ce projet de thèse de doctorat.

La fabrication des composites à matrice polymère renforcée par des fibres cellulosiques

diffère selon l’usage du composite produit. Il existe deux principaux modes de

fabrication pour ces composites: les techniques de type plasturgiste et les techniques de

conformation puis consolidation d’un matelas fibreux. Ces deux modes bien qu’ils

recouvrent plusieurs techniques sont pour le premier, principalement, un usage du bois

comme charge et pour le second des pratiques de l’industrie du bois qui permettent des

fractions massiques de bois très importantes (allant jusqu’à 95% comme dans les panneaux

structuraux).

La diversité des techniques, des constituants et de leurs caractéristiques, que ce soit les

polymères ou les fibres naturelles, laisse présager un immense choix dans la constitution

des WPC. Cependant les fibres naturelles, bien qu’elles possèdent de nombreuses qualités,

présentent certains défauts majeurs lorsqu’il s’agit de les associer aux polymères

thermoplastiques. En effet la matière ligneuse possède une forte affinité avec l’eau

(caractère hydrophile fort) ce qui crée une incompatibilité d’interface entre le bois et les

thermoplastiques à caractère fortement hydrophobe. L’objectif d’un matériau composite est

de combiner deux ou plusieurs matériaux tout en créant une synergie entre ces différents

3 matériaux afin qu’il en résulte un composite plus performant que chacune des composantes

prise individuellement. L’antagonisme entre le bois et certains polymères, comme les

thermoplastiques, est une difficulté majeure sachant que l’interface est le lieu privilégié du

transfert des contraintes entre le renfort et la matrice. De façon plus générale, l’interface

bois/polymère est par conséquent le point stratégique des activités de recherche menées sur

les composites WPC. L’autre difficulté majeure provient de la très grande diversité et

surtout variabilité des fibres naturelles qui en font une matière première aux caractéristiques

difficiles à maîtriser.

L’objectif de ce projet est double : d'un coté développer des matériaux formables à

usage décoratif ou structural utilisant la fibre de bois comme élément structurant et

répondre ainsi à la demande des industries du bois ; de l'autre coté rester dans une logique

d'éco-matériau en privilégiant la proportion de fibres végétales par rapport au plastique et

en gardant un aspect bois aux produits élaborés.

Les objectifs scientifiques sont les suivants : la conception, la compréhension et la

modélisation du comportement rhéologique en grandes déformations de mélanges

fibres/thermoplastique.

Pour mener à bien cette étude à caractère exploratoire, plusieurs approches sont nécessaires.

La conception et l'élaboration de composites bois/plastique, dans des proportions où la fibre

est majoritaire, sous forme de stratifiés ou de mélange homogène tiennent à la fois de la

science des matériaux et du génie des procédés. Les problèmes d'adhérence de l'interface

bois/plastique relèvent du domaine de la physico-chimie. L'aspect caractérisation et l'aspect

modélisation du comportement en température, des propriétés élastiques et de

l'endommagement nécessitent une approche rhéologique du composite.

Chapitre 1 Les composites bois polymère :

étude bibliographique

1. Les composites bois polymère : étude bibliographique

1.1 Introduction Dans cette étude bibliographique, nous nous proposons de présenter les différents

constituants entrant dans la combinaison des composites WPC en les regroupant par

grandes catégories. Les différentes techniques de fabrication seront explicitées et mises en

relation avec les types de constituants utilisés. Connaissant la constitution et la réalisation

des WPC, une sélection des WPC ayant fait l’objet de recherches préalables sera présentée

en essayant de recouvrir une large gamme de composites, et ce tout en insistant sur ceux

qui sont de par leur nature ou leur application proches de nos préoccupations. Des revues de

littérature plus spécifiques à certains aspects particuliers (adhésion et interface,

thermoformage, modélisation) seront présentées au début des chapitres concernés.

Au vu de la quantité de domaines impliqués dans l'examen d’un matériau composite

aux différentes étapes de sa vie, il n’est pas réaliste de penser qu’une étude bibliographique,

aussi complète soit elle, puisse être exhaustive sur le sujet. Nous nous sommes attachés à

être le plus complet possible, tout en ciblant et portant notre attention sur les aspects à

même d’accompagner et guider notre démarche.

1.2 Les fibres naturelles Les fibres naturelles sont des structures biologiques principalement composées de

cellulose, hémicelluloses et de lignine (Jodin, 1994). Dans une proportion beaucoup plus

faible elles contiennent aussi des extractibles, des protéines et certains composés

inorganiques (Rowell et al, 1997). Il existe différentes classifications de ces fibres. Les

fibres dures forment un groupe à par entière qui représente 90% de la production mondiale.

Ce sont ces fibres dures ou rigides qui sont utilisées lors de la fabrication des WPC.

La proportion d’holocellulose (cellulose, hémicelluloses) et de lignine varie beaucoup selon

les fibres naturelles (jute, bois, sisal, kenaf, etc.). Chaque fibre se présente sous la forme

d’un composite multicouches dans lequel la lignine joue le rôle d’une matrice enrobant un

élément structurant très rigide qu’est la cellulose.

6

Figure 1-1: Structure du bois (observations multi échelles: d'après Harrington, 1998)

Contrairement aux autres composantes des fibres qui possèdent une structure

amorphe, la cellulose possède une structure en grande partie cristalline. La cellulose

cristalline est l’un des polymères ayant le module d’élasticité le plus élevé, soit environ 136

GPa à comparer au 75 GPa de la fibre de verre. Cette rigidité provient de la structure

cristalline qui suit un agencement supramoléculaire hélicoïdal très ordonné. Il est important

de noter que cette structure moléculaire particulière entraîne lors d’une élongation des

fibres, un couplage torsion/traction qui peut avoir des conséquences sur l’interface, sur la

déformation ou sur les mécanismes de rupture du composite. A l’intérieur de la fibre, les

chaînes cellulosiques sont réunies en micro fibrilles qui en s’agglomérant forment des

fibrilles sur plusieurs couches (figure 1-1). L’angle qui existe entre ces éléments très

structurés et l’axe de la fibre conditionne la rigidité de la fibre (Pavithran et al, 1987 ;

Mukhersee et Satyanarayana, 1986). Les liaisons hydrogènes qui s’établissent le long et

entre les chaînes cellulosiques sont à la base des bonnes propriétés des fibres cellulosiques

(English et al, 1994). Ce sont ces différences, constitutives ainsi qu’anatomiques, qui vont

7 donner la grande variabilité des propriétés physico-mécaniques des fibres naturelles

(Rowell et al, 1997 ; Banks et Lawther, 1994).

Figure 1-2 : Molécule de la cellulose (n répétitions du motif cellobiose)

Les propriétés des fibres isolées de cellulose ou de bois ont fait l’objet de nombreux

travaux (Page et El-Hosseiny, 1976 ; Page et al, 1977 ; Kompella et Lambros, 2002 ; Wild

et al, 1999 ; Groom et al, 1995). Le rôle de la paroi cellulaire apparaît essentiel pour

expliquer les propriétés hygro-mécaniques des fibres de bois selon Yamamoto et Kojima

(2002). Le comportement de rupture a été mis en relation avec l’arrangement moléculaire

(Mott et al, 1995 ; Mukhersee et Satyanarayana, 1986). De plus, la reconstitution par

modélisation informatique tridimensionnelle de la fibre a été entreprise (Shaler et al, 1995).

Tableau 1-1 : Caractéristiques des fibres naturelles (Bledzki et Gassan, 1999 ; Rowell et al, 1997)

Fibres Longueur de la fibre technique

(mm)

Diamètre (µm)

Facteur de forme (ℓ/d) Cell.Élem.*

Module de traction (GPa)

Déformation maximale

(%) Coton 25 12-25 2000 6-10 6-8

Lin 4-8,5 12-30 1500 50-70 1,3-3,3 Chanvre 5-40 16-50 550-960 30-60 1,7-2,7 Kenaf 2,5-4,5 14-33 60 1,7-2,1 Jute 2,5 5-25 110 20-55 1,5-2 Sisal 100-125 100-400 100 9-22 3-14

Banane 4,5-10 50-250 7-20 1,8-3,5 Abaca 60+ 50-280 2,1-2,4

* Cellule élémentaire pour les fibres Un des aspects importants des fibres est leur grand degré de variabilité tant du point de vue

des propriétés que du point de vue morphologique. Cette variabilité existe entre les espèces,

à l’intérieur d’une espèce ainsi que pour un même individu (tableaux 1-1 et 1-2).

8 Par exemple, la porosité de la fibre (principalement son lumen) est un bon exemple de

dispersion interspécifique. La fibre de palmier a une porosité de 10% alors que le coton

peut atteindre des valeurs de porosité supérieures à 90%.

Tableau 1-2 : Propriétés de différentes essences (Jodin, 1994)

Essences Longueur de fibre (mm)

% de fibres

(de soutien)

Densité moyenne (à 12% H)

Module d’élasticité longitudinal

(GPa)

Taux de lignine (%)

Pin maritime 2,7 -- 0,550 11,3 -- Épicéa commun 3,2 95 0,450 11,3 24

Pin sylvestre 3,0 93 0,525 11,9 27 Bouleau 1,1 65 0,660 14,6 24

Hêtre 1,1 37 0,720 13,7 17

Les propriétés thermiques de la cellulose sont d’une importance capitale. En effet, la

dégradation thermique est un facteur limitant des procédés de fabrication à chaud des WPC.

La plupart des fibres naturelles perdent de leur rigidité dès 160°C et on voit la lignine se

dégrader aux alentours de 200°C. Stamm (1956) a observé des effets de dégradation

irréversible par la chaleur comme le changement de viscosité, l’augmentation de la

dégradation avec l’oxydation. Les conditions de chauffage sous vapeur peuvent conduire

aux mêmes types d’effets. Néanmoins, la destruction de l’ordre cristallin n’apparaît qu’au-

dessus de 320°C par agitation thermique des molécules (Kim et al, 2001). La conductivité

thermique du bois est faible puisqu’elle est de l’ordre de 0,12 à 0,23 W/m.K, ce qui est

caractéristique d’un bon isolant (Besset, 1986). Les variations dimensionnelles du bois sont,

néanmoins, essentiellement dues à l’humidité. L’expansion thermique est extrêmement

faible : 2-6x10-6 K-1 longitudinalement et dix fois plus transversalement (Mark et al, 1989)

et elle est relativement indépendante de l’essence considérée. Suleiman et al (1999)

décrivent bien les influences que peuvent avoir la température, la densité, la porosité et

l’anisotropie, sur les propriétés de conduction (Lewis, 1967) et de diffusivité d’un bois

scandinave. Même si la densité et la porosité sont les facteurs influençant de façon

prédominante les transferts de chaleur, ceux-ci sont aussi influencés par la conduction via la

paroi cellulaire.

La légèreté et les capacités acoustiques, comme l’isolation phonique, font aussi partie des

avantages de l’utilisation de fibres végétales dans les WPC.

9

Il existe toutefois des inconvénients majeurs à l’utilisation des fibres naturelles dans

les WPC notamment la forte propension des fibres à la rétention d’humidité, leur photo-

dégradation, leur biodégradabilité ainsi que la forte incompatibilité de l’interface

bois/thermoplastique. La chimie de la matière ligneuse explique ces caractéristiques. En

effet l’holocellulose, pour laquelle ce sont les groupes hydroxyles qui régissent les

interactions possibles, est responsable de l’absorption d’humidité par le biais des liaisons

hydrogènes (figure 1-2). L’eau dans le bois modifie, de par son évolution, les propriétés

thermiques et mécaniques du matériau. La teneur en eau, notée W, représente le rapport de

la masse d’eau contenue dans un échantillon sur sa masse anhydre. L’eau dans le bois prend

trois formes (Kollmann et Côté, 1984 ; Siau, 1971). L’eau de constitution appartient aux

molécules des fibres cellulaires et ne peut s’extraire que par une dégradation thermique de

ces dernières. L’eau liée se situe au niveau de la paroi cellulaire grâce aux ponts

hydrogènes ou à des liaisons de type van der Waals. Enfin, l’eau libre est reliée à la

porosité du bois, puisqu’elle se trouve maintenue, sous forme liquide, dans les lumens par

des phénomènes de capillarité. Ces précisions permettent de mieux appréhender l’influence

de l’eau sur le comportement du matériau lignocellulosique en général. La plupart des

études s’intéressent à la stabilité dimensionnelle des matériaux bois, et donc essentiellement

au comportement hygroscopique du bois et de sa surface. Les traitements prodigués ont

pour objectif de réduire l’impact des interactions eau-bois (Norimoto et Gril dans Shiraishi

et al, 1993). La lignine, qui ne gouverne pas le comportement hygroscopique du bois, a

quant à elle, une fonction d’adhésif de la paroi cellulaire.

Un certain nombre de solutions, récemment proposées et testées sur une variété de

composites à base de fibres végétales, permet de contourner ou contrôler les difficultés

rencontrées. Il faut tout de même garder à l’esprit, que la surface du bois est un système

compliqué, qui répond différemment selon la sollicitation. Néanmoins, ses propriétés sont

gouvernées par l’oxygène contenu dans ses groupes fonctionnels (Liu et Rials, 1998).

La production des fibres est une étape importante qui modifie ses caractéristiques.

Les fibres qui entrent dans la composition des WPC sont obtenues par un défibrage

thermomécanique (TMP) ou thermo-mécano-chimique (CTMP). Ces deux modes de

défibrage entraînent une altération de la fibre et une dégradation plus ou moins importante

de la lignine notamment le défibrage CTMP qui induit une dégradation partielle ou quasi-

10 totale de cette dernière (Holmberg et al, 1999). Il faut aussi noter qu’il existe d’autres

catégories de fibres préparées par des techniques de pâte à papier, ce sont les pâtes

mécaniques (MP) et les pâtes chimiques (CP).

Les composites WPC peuvent comporter de nombreuses fibres végétales, en

particulier de fibres de bois qui sont souvent transformées en farine respectant un grain

standard. Le fait qu’elle soit sous forme de farine conduit à un usage davantage comme

charge dans une matrice plutôt qu’un renfort mécanique réellement efficace.

1.3 Les polymères synthétiques Les polymères synthétiques sont à la base des matériaux plastiques qui sont de plus

en plus utilisés, et ce dans un nombre toujours croissant d’applications. Il existe une grande

variété de polymères synthétiques et de nombreuses façons de les associer, chaque

plastique répondant à des besoins spécifiques en terme de caractéristiques physiques,

mécaniques ou même électriques. Deux grandes catégories de polymères sont utilisées pour

élaborer des composites WPC : les matériaux polymères réticulés dits thermodurcissables

(époxy, polyuréthanne, colles phénoliques) et les thermoplastiques qui contrairement aux

précédents ont la capacité d’être moulés, mis en forme une fois leur température

suffisamment élevée (PP, PE, PVC).

1.3.1 Les résines thermodurcissables Les résines thermodurcissables représentent la grande majorité des résines adhésives. Les

colles, ou polymères thermodurcissables, sont largement utilisées pour le collage du bois ou

dans les composites à base de bois (Pizzi, 1983), en particulier ceux à base de fibres

cellulosiques (Gillespie, 1984). Ces résines servent à lier les fibres entre elles dans les

panneaux reconstitués afin d’assurer la cohésion de l’ensemble. L’essentiel des colles

employées sont l’urée formaldéhyde (UF ; Dunky, 1998), les résines phénoliques (phénol

formaldéhyde : PF) et les colles isocyanates (ex : pMDI, Kawai et Sasaki, 1986 ; Zhuang et

Steiner, 1993 ; Rosthauser et al, 1997).

La nature de la distribution des résines thermodurcissables sur les fibres revêt différents

aspects selon le type de colle utilisée et selon la nature des matériaux encollés. Les liens

11 créés par l’UF montrent une tendance à la formation de zones de concentration de résine

i.e. une distribution de petits paquets de colle dispersés sur les fibres (moins de 5% de

recouvrement selon Xing, 2003). La résine PF se distribuerait de façon beaucoup plus

uniforme sur des fibres similaires (Donaldson et Lomax, 1989).

Tableau 1-3 : Caractéristiques des résines thermodurcissables (Gay, 1991 ; Dorlot, 1986)

résine ρ (densité)

E (GPa)

G (MPa) νPoisson

σr (MPa)

Tmax (°C)

αd (10-5 K-1)

Époxyde 1,2 4,5 1600 0,4 130 90-200 0,3-1,6 Phénolique 1,3 3 1100 0,4 70 120-200 1,0-2,3 Uréthane 1,1 0,7-7 30 100 - Polyester 1,2 4 1400 0,4 80 60-200 0,4-1,6

UF 1,2-1,5 6-10 - - 40-80 140 0,7-1,1 PF 1,1-1,3 3-4 - 0,36 35-60 80-300 -

pMDI 1,24 - - - - 230 - αd : coefficient de dilatation thermique, Tmax : température maximale d’utilisation. L’aspect primordial concernant les résines thermodurcissables est principalement dû à leur

mise en œuvre. Lors de cette mise en œuvre, i.e. lors du procédé haute température ou lors

de l’usage d’un agent durcisseur, ce sont les effets couplés de la température, de l’humidité

et du temps qui régissent la qualité des liaisons créées par réticulation (Humphrey et Ren,

1989 ; Steiner, 1987 ; Wang et al, 1995 ; Pratt et al, 1985 ; Harper et al, 2001). En effet, la

polymérisation de la colle n’aboutira pas aux mêmes propriétés pour une réticulation à

110°C pendant 15 minutes et pour une autre à 180°C pendant 5 minutes bien qu’elle soit

considérée comme complète dans les deux cas. La réticulation chimique permet la

formation d’un réseau tridimensionnel amorphe irréversible par multiplication et fusion

d’agrégats. Les effets induits par l’humidité doivent aussi être pris en compte bien qu’ils

diminuent fortement avec l’augmentation de la température. Un autre aspect important des

résines thermodurcissables est l’effet de la masse moléculaire moyenne de ces polymères

sur les performances des composites WPC (Park et al, 1998 ; Kamoun et Pizzi, 2000).

Ainsi la cinétique thermique de réticulation des résines montre que l’énergie thermique

totale de prise et l’énergie d’activation de la polymérisation diminuent avec l’augmentation

de la masse moléculaire de la résine. De plus, la taille des molécules affecte la viscosité de

la colle et sa capacité de pénétration dans les fibres naturelles. De nombreux travaux

traitent des composites à base de bois utilisant une résine thermodurcissable comme agent

liant (Park et al, 1998, 1999, 2001ab ; Park, 1999 ; Amen-Chen et al, 2002).

12 La nature des liaisons, entre les colles et les fibres naturelles, sera détaillée dans la partie

réservée à l’interface bois/polymère, au chapitre 3.

1.3.2 Les thermoplastiques Les thermoplastiques sont dérivés de monomères linéaires ou légèrement ramifiés

qui forment le motif de base d’une chaîne où ils sont maintes fois répétés. Sous l’action de

la chaleur, le thermoplastique se ramollit conduisant à l’apparition de mouvements à longue

portée dans les chaînes moléculaires. Le thermoplastique peut alors être solidifié par

refroidissement en prenant la forme souhaitée. Ce processus de ramollissement par

excitation thermique et de durcissement par refroidissement peut être répété indéfiniment

car, contrairement aux résines thermodurcissables, quasiment aucune modification

chimique ne vient altérer les thermoplastiques. Il s’agit plutôt d’une modification de

l’agencement intermoléculaire (le volume libre). Cette aptitude confère aux déchets

thermoplastiques des propriétés de recyclage très intéressantes.

Tableau 1-4 : Caractéristiques des thermoplastiques (Osso, 1999 ; Gay, 1991)

Polymère Tg (°C)

Tf (°C)

Thermoformage (°C) Densité σt

(MPa) Module élastique

(GPa)

αd à 20°C(10-5 K-1)

PP 5 165 150-195 0,92 30 1,2 9

HDPE -100 134 130-205 0,95 28 1,1 3,4-4,0 PVC 75-105 160-220 100-180 1,39 58 2,9 1,6-7,7 PS 90-100 130-155 1,05 55 3,2 1,8-2,4

PET 70 255-265 120-170 1,30 47 2,6 ABS 90-120 130-200 1,05 50 2,5

PMMA 100 150-190 1,18 72-80 3,3 1,6-2,8 PP : polypropylène à l’état semicristallin HDPE : polyéthylène à haute densité PVC : polychlorure de vinyle amorphe PS : polystyrène à l’état amorphe

PET : polyéthylène téréphtalique semi cristallin ABS : acrylonitrile butadiène styrène à l’état amorphe

PMMA : poly méthacrylate de méthyle à l’état amorphe

Les principales familles de thermoplastiques sont les polyoléfines (les polyéthylènes, les

polypropylènes), les plastiques à base de polychlorure de vinyle, les acryliques et les

polystyrènes. Certains polymères cellulosiques ayant fait l’objet de modification chimique

se retrouvent parmi les thermoplastiques comme les acétates de cellulose. La chaîne

élémentaire de l’essentiel des thermoplastiques vinyliques est constituée d’un axe carbone-

carbone (polymère vinylique) dont les radicaux changent en fonction des différentes

13 familles. Cette structure conduit à différentes propriétés notamment en ce qui concerne le

polypropylène. Ce dernier est, de par sa composition et sa structure, chimiquement inerte,

résistant à l’humidité (hydrophobe) et à la putréfaction. Il possède aussi une bonne

résistance à la fissuration ou aux chocs. Sa plage de thermoformage, située entre 110-130°C

(Osso, 1999), est assez élevée pour un polyoléfine mais elle convient toutefois aux fibres

cellulosiques qui se dégradent réellement à partir d’une température supérieure à 200°C.

1.4 Procédés de fabrication des composites Les composites bois/polymère (WPC) revêtent différentes formes et constituants

selon leur usage. Ces multiples associations nécessitent plusieurs procédés de fabrication. Il

existe deux grandes techniques de fabrication des WPC que nous noterons, les techniques

plasturgistes et les techniques de l’industrie du bois.

1.4.1 Les techniques plasturgistes Les techniques plasturgistes ont pour point commun la réalisation du mélange des

matières premières à une température correspondant à une phase liquéfiée des plastiques.

Ce mélange à chaud (melt-blending) est obtenu de plusieurs manières et conduit à

différents modes de fabrication.

L’utilisation d’un dispositif de mélange thermocinétique permet de réaliser un mélange

homogénéisé à haute température de fibres cellulosiques et d’un thermoplastique. Une fois

le mélange réalisé, il est possible de fabriquer le produit par thermoformage (moulage sous

compression/injection/extrusion). Il est important de noter que les paramètres de fabrication

comme la vitesse de rotation du mélangeur, la température, le temps, l’humidité et autres,

influencent les propriétés du composite produit.

L’extrusion d’un mélange de fibres cellulosiques et d’un thermoplastique est une technique

qui permet la réalisation complète du composite (Delorenzi et al, 1991). Les fibres sont

incorporées au thermoplastique fondu à l’aide d’un système de vis. L’ensemble ressort de

l’extrudeuse sous la forme d’un profilé. Cette fois encore, les paramètres machines

gouvernent les propriétés du composite. La conception et le développement d’un

équipement spécifique à l’usage des matières cellulosiques (Woodtruder©, Université du

Maine, États-Unis) montrent bien l’intérêt et les difficultés rencontrées par ce type de

14 procédé appliqué aux fibres naturelles (principalement des farines de bois ou bien des fibres

de bois relativement courtes). Les mêmes remarques sont applicables au moulage par

injection.

L’injection ou procédé RTM « Resin Transfer Moulding » est une autre façon de produire

des WPC. Le fait qu’il soit question d’un moulage nécessite l’utilisation de fibres plus

longues et généralement implique une matrice thermodurcissable.

1.4.2 Les techniques de l’industrie bois : Consolidation d’un matelas fibreux

L’industrie du bois ne possède pas les infrastructures nécessaires au développement

de composites WPC par des techniques plasturgistes. Par contre, depuis de nombreuses

années elle a acquis une compétence dans la fabrication de composites à base de bois par

compression d’un matelas de fibres, de copeaux ou particules liées par un adhésif. Cette

technique est celle des réseaux nontissés (air-laid web technology). Une large variété de

fibres de bois ou synthétiques peut être assemblée en un matelas aléatoire ou bien orienté. Il

s’agit, à la suite de la conformation du matelas par dépôt de couches successives, de réaliser

la consolidation thermomécanique grâce à des presses multi-plateaux ou continues. Le

matelas peut se composer comme un mélange homogène ou un stratifié. Les composites

produits sont en majorité des panneaux bien que l’on puisse fabriquer des pièces moulées.

Pour les panneaux, il est possible d’ajouter une étape supplémentaire de mise en forme par

post-thermoformage, ce qui est l’un des objectifs de ce travail.

Les produits fabriqués par la technique des nontissés ont un potentiel supérieur en

ce qui concerne leurs propriétés mécaniques et leur capacité à épouser des formes

complexes. La structure des nontissés permet d’obtenir des matériaux rigides et légers.

C’est pourquoi, l’usage de fibres naturelles longues dans des moulages par compression est

en constante croissance dans l’industrie automobile.

A l’échelle du laboratoire, l’absence d’équipement lourd a amené les chercheurs à

utiliser une technique plus simple à mettre en œuvre. Cette technique est similaire à celle

des nontissés. Elle diffère essentiellement lors de la phase de conformation du matelas. La

15 conformation se fait dans ce cas de façon manuelle (« handsheet forming » ; Mc Laughlan,

1996 ; Gillah et al, 2000).

1.5 Les composites bois/polymères De nombreux auteurs ont étudié les composites bois/polymères. Chaque composite

présente une constitution propre, un objectif de performance propre, et par conséquent il

n’est pas toujours aisé de les comparer. En effet, dans les sections précédentes, nous avons

vu qu’il y a de nombreux polymères, de nombreux types de bois et plusieurs façons de les

associer ensemble avec ou sans modification de l’interface. Cette diversité se retrouve aussi

dans la littérature au niveau du choix des caractéristiques mesurées et des méthodes

employées. Compte tenu de ces observations, la présentation de ces travaux sera faite en

ayant le souci de regrouper les résultats, selon l’influence que certains facteurs peuvent

avoir sur la performance des WPC.

Afin de conserver une certaine clarté, deux groupes de composites bois/polymères

seront distingués. Le premier groupe sera celui des composites à base de bois utilisant une

résine thermodurcissable comme adhésif (en assez faible proportion : panneaux de

particules, OSB, MDF, etc.). Les composites à fibres lignocellulosiques noyées dans une

matrice thermodurcissable sont exclus de ce premier groupe. Ce groupe ne fera pas l’objet

d’une discussion si ce n’est qu’au travers de comparaisons avec les composites du second

groupe. Ce premier groupe sera plutôt abordé comme une source de caractéristiques de

référence. En effet, nos matériaux auront une conception proche des composites de ce

dernier type, avec pour objectif certaines des aptitudes des composites

bois/thermoplastiques. Le second groupe comprend l’ensemble des composites

bois/thermoplastiques. Les composites à matrices thermodurcissables, exclus du premier

groupe, seront brièvement présentés. Les matériaux bois/thermoplastique avec un adhésif

thermodurcissable feront aussi partie de cette discussion. Ils constituent le sous-groupe (des

composites dit hybrides) auquel nos matériaux appartiennent.

1.5.1 Les composites bois/thermoplastique Ce sont les composites bois/polyoléfine, fabriqués par le procédé du « melt-

blending », qui sont les plus étudiés à ce jour, et donc sur lesquels la littérature est la plus

16 abondante. Étant donné le nombre d’études, les tableaux 1-5, 1-6 et 1-7 présentent une

classification des composites WPC rencontrés les plus fréquemment.

Les composites WPC font l’objet de différentes méthodologies. La figure 1-3 présente une

vision claire des différentes possibilités.

composite bois-polymère

renfort particula ire renfort fibreux stratifi é

continue (fibres longues)

très fines particu les

grosses particu les

discon tinue (fibres courtes)

or ientées aléatoires

lamé llé panneau sandwich

imprégné

bo is massif

Fibres particu les

cellulaires

composite bois-polymère

renfort particula ire renfort fibreux stratifié

continue (fibres longues)

très fines particu les

grosses particu les

discon tinue (fibres courtes)

or ientées aléatoires

lamé llé panneau sandwich

imprégné

bo is massif

Fibres particu les

cellulaires

Figure 1-3 : Classification des composites WPC (d’après Schneider(1994) et Callister(1994) dans Osso et al, 1999)

Le tableau 1-5 (page suivante) contient la partie de la littérature consacrée aux

polymères synthétiques les plus communs. Le classement se fait, tout d’abord, par

polymère, puis en fonction du procédé et de la nature des fibres biologiques employées. Un

bref aperçu des préoccupations des auteurs y est associé. Le tableau 1-6 est du même ordre

que le tableau 1-5, avec cette fois des polymères et des mélanges moins fréquemment

étudiés pour les WPC.

Afin de simplifier la lecture et d’alléger la rédaction, les études à caractère plus

général, ou regroupant un ensemble d’informations conséquent sur un sujet donné, sont

regroupées dans le tableau 1-7. Par la suite, nous allons faire référence aux divers auteurs

sans toutefois spécifier, de nouveau, les caractéristiques contenues dans les tableaux 1-5, 1-

6 et 1-7.

17

Tableau 1-5 : Classification des études sur les WPC selon le polymère utilisé Polymère Procédé Renfort spécificités Auteurs

fibres de bois greffage, conditions extrêmes propriétés thermiques modification, pptés physiques résistance au feu pptés mécaniques

Kotka et al 1986Oladipo et al 1999Beshay et al 1985

Oladipo et Wichman 1999Yam et al 1998

farine de bois effets des procédés adhésion, élastomère, DMTA MAPP, T° d’extrusion sur pptés MAPE, MAPP, SEBS-MA

Bledzki et al 1998aOksman et Lindberg 1998

Myers et al 1993Lai et al 2003

cellulose agents, pptés physiques rhéologie (acide cellulosique ester)

Dalväg et al 1985Jandura et al 2001

déchets agricoles comportement de gonflement, MA Mishra et Naik 1999

PE Mélange

lignocellulosiques différents traitements d’interface Colom et al 2003fibres de bois stratifié « air laid » Faessel 1999déchets agricoles comportement de gonflement, MA Mishra et Naik 1999lignocellulosiques papier : interactions, IGC Chtourou et al 1997fibres naturelles hybride (fibre de verre) : pptés (T°) Kalaprasad et al 2000

PE Réseau fibreux

papier encapsulation, pptés, photos Marchessault et al 1979fibres de bois (MDF/PF) pptés méca + stabilité

(MDF/PF) déformation, moulage Yang et al 1994

Yang et Sasaki 1994PET Réseau

fibreux fibres naturelles ciguë + PF pptés physiques Youngquist et al 1992fibres de bois (MAPP, silane) + pptés + %bois

effets des fibres, interface, modification, pptés (PP+MAPP), pptés, plan factoriel « electron beam », pptés (T°) MAPP, pptés (T°), cristallinité

Coutinho et Costa 1999Stark et Sanadi 2000

Kazayawoko et al 1999abCosta et al 2000

Czvikovszky 1996 Sain et al 1994

farine de bois Effets de tailles (mesh) effets de tailles, facteur de forme effet fibres, pptés (MAPP) MAPP, T° d’extrusion sur pptés pptés, morpho, MAPP, élastom pptés (MAPP) Silane, MAPP, Melt Index Concentration en bois, MAPP

Stark 1997Stark et Sanadi 2000

Myers et al 1991Myers et al 1993

Oksman et Clemons 1998Krzysik et al 1991Ichazo et al 2001

Côté 2002cellulose (fibres) fibres, fracture

morpho+pptés DMTA, DSC Clemons et al 1999

Amash et Zugenmaier 2000

PP Mélange

fibres naturelles Kenaf, injection, pptés hybride (verre), noix de coco, pptés Flax, interface IGC, Xray, acétylat° Sisal, problèmes de degradations Sisal, agents, zone transcristalline

Sanadi et al 1995Rozman et al 1999

Zafeiropoulos et al 2002Jayaraman 2003

Joseph et al 2003abfibres de bois pptés

influence du taux de compression hybride (PF), pptés, MA, SA pptés physiques (MAPP)

Yoon 1997Geimer et al 1993

Mahlberg et al 2001Krzysik et al 1991

Réseau fibreux

papier recyclé Stratifié, pptés, adhésion Riedl et Dubois 1997

PP

fibres naturelles NMT, pptés, T°, autres renforts Oksman 2000Pptés : propriétés, T° : température, Morpho : morphologie, Acétylat° : acétylation, Elastom : élastomère, méca :mécaniques, MA : anhydride maléique, SA : anhydride succinique, MAPP : polypropylène maléaté, MAPE :polyéthylène maléaté, SEBS-MA : styrène-éthylène/butylène tribloc copolymère greffé avec de l’anhydride maléique, PP : polypropylène, PE : polyéthylène, PET : polyéthylène téréphtalique, IGC : chromatographie gazeuse inverse, DMTA : analyse dynamique thermomécanique, DSC : analyse enthalpique différentielle, MDF : panneau de fibres de moyenne densité, PF : phénol formaldéhyde, Melt Index : indice de fusion, Xray : analyse aux rayons X, NMT : matelas naturel renforcant un thermoplastique, Hybride : composite hybride possédant 3 constituants principaux

18

Tableau 1-6 : Suite de la classification des études sur les WPC selon le polymère utilisé Polymère Procédé Renfort spécificités Auteurs PVC Mélange farine de bois effets bois, pptés, tenue à l’eau Takatani et al 2000 fibres de cellulose greffage, adhésion Canché-Escamilla et al 1999PS Mélange fibres de bois interface, acétylation, adhésion

sorption de carbone effets « coating » effets procédés (sciure) thermoplasticisation, DMTA (sciure) pptés méca, xanthation

Liu et al 1994Doroudiani et Kortschot 1999

Maldas et Kotka 1990Bledzki et al 1999Hon et Chao 1993

Kotka et al 1983 farine de bois pptés, %bois

effets bois, pptés, tenue à l’eau MA (%)

Klason et al 1984Takatani et al 2000

Aranguren et al 2000 cellulose pptés, % Klason et al 1984PS Réseau pâte à papier pptés, capacité de formage Gomez-Bueso et al 1999a

Gomez-Bueso et al 1999bStyrène Mélange fibres de bois MA, pptés + DMTA, adhésion Simonsen et al 1998Polyester Mélange fibres naturelles ppté, compare verre, mica

Jute, pptés méca (époxy) Sanadi et al 1985

Shah et Lakkad 1981 fibres de bois biopolymère, pptés Peterson et al 2002Polyester Réseau fibres naturelles pptés dynamiques (jute) Saha et al 1999PMMA Mélange cellulose (fibres) pptés matrice rigide

greffage Canché-Escamilla et al 2002Canché-Escamilla et al 1999

sciure de bois MA, GMA, pptés (eau), images Timar et al 1999 fibre de bois pptés méca, T°, humidité Khan et Idriss 1993MMA fibre de bois traitement, silane, pptés Elvy et al 1995Réseau fibres naturelles hybride (banane/verre)

adhésion, effets fibres Seena et al 2002PF

(palmier à huile), silane, alkali, cristallisation; pptés

Agrawal et al 2000Sreekala et al 2002

Epoxy jute absorption d’eau, pptés méca Costa et D’Almeida 1999 jute/verre Anisotropie thermique des

fibres naturelles, DMTA Cichocki et Thomason 2002

Pptés : propriétés, Méca : mécaniques, DMTA : analyses dynamiques thermomécaniques, MA : anhydride maléique, GMA : méthacrylate de glycidile, PVC : polychlorure de vynile, PS : polystyrène, PMMA : poly (méthacrylate de méthyle), MMA : méthyle méthacrylate, PF : phénol formaldéhyde

Il est généralement admis qu’un composite bois/polymères contient dans la plupart

des cas entre 30 et 70% de matières plastiques. Même si les composites bois/polymères

thermodurcissables contiennent une dizaine de % de polymère, ce sont aussi des WPC mais

ils seront pour la majeure partie classés parmi les panneaux composites reconstitués à base

de bois. Nous allons donc nous concentrer sur les composites dont au moins le quart de la

masse est, un ou des polymères synthétiques. Il y a aussi beaucoup de brevets et de sites

internet commerciaux sur le sujet mais il n’en sera pas question dans notre discussion.

19

Tableau 1-7 : Études à caractère général sur les WPC

Sujet de l’étude sur les WPC auteurs

1. Études générales WPC aux USA : marketing, conception, production, perspectives Association bois/non-bois : état de l’art, conception, marchés

Clemons 2002

Youngquist et Rowell 1989

2. Études scientifiques État de l’art sur les charges et renforts cellulosiques : effets des fibres, procédés Caractérisation des fibres naturelles pour les composites État de l’art des agents de couplage : procédé, modification d’interface, propriétés

Klason et al 1984Cruz-Ramos 1986

Nechwatal et al 2003

Dalväg et al 1985Bledzki et al 1998b

Bledzki et Gassan 1999Lu et al 2000

3. Laminé WPC Fibres de bois/polymères synthétiques : traitement Fibres de cellulose/polyoléfine : papier, modélisation Polyoléfine/papier : propriétés de rupture (sec, humide)

Michell et al 1978Michell et Willis 1978

McKenzie et Yuritta 19794. Matières recyclées Comparatif complet avec matières vierges :

fabrication, propriétés, recyclage Stabilité dimensionnelle, propriétés, recyclage Adhésion

Youngquist et al 1995

Boeglin et al 1997Boeglin et al 1996

5. Brevets Coran et Patel 1982Duchateau 1981Osso et al 1999

6. Composite au sisal État de l’art : Interface, traitement, propriétés, dégradation, modélisation

Li et al 2000

7. Procédé « RTM » sur fibres naturelles

Comparaison fibres naturelles et fibres synthétiques, propriétés/influence de l’angle des microfibrilles.

Rowell et al 1995a

1.5.1.1 Le renfort : les matériaux lignocellulosiques Le renfort d’un matériau composite est supposé améliorer les propriétés

structurelles ou mécaniques. Toutefois, bien qu’ils soient définis comme des renforts, les

matériaux lignocellulosiques ne sont en réalité, souvent, que des charges bon marché ayant

pour but l’allégement de la masse et du coût des WPC. Les nombreuses formes que peut

prendre le renfort permettent, parallèlement au rôle de charge, de les utiliser de manière

efficace dans une recherche de performance. Les problèmes, les difficultés, les bénéfices,

les possibilités offertes, en somme les effets affectants ou produits par le renfort seront

divisés en différentes parties. Ces parties sont distinctes bien qu’il existe de fortes

interactions entre elles et qu’il s’agisse, en réalité, souvent d’un couplage de ces différents

effets.

20

1.5.1.1.1 L’influence de l’humidité et de la température L’humidité est un point crucial qui évolue et intervient tout au long de la vie du

composite WPC par l’intermédiaire du renfort. Les fibres naturelles sont, à l’origine, très

sensibles aux conditions hygroscopiques. Cette sensibilité joue un rôle important sur

l’adhésion, mais aussi sur les caractéristiques mécaniques et physiques du produit. Le

gonflement, la résistance à l’eau ou au feu sont fortement dépendants du renfort (Oladipo et

Wichman, 1999 ; Mishra et Naik, 1999 ; Takatani et al, 2000 ; Khan et Idriss, 1993 ;

Cichocki et Thomason, 2002). La solution la plus courante pour stabiliser les matériaux

WPC est l’acétylation des fibres de bois.

1.5.1.1.2 L’influence de la quantité de renfort L’augmentation du pourcentage de renforts lignocellulosiques améliore quasi

systématiquement les performances mécaniques des WPC. Cependant, une trop grande

quantité de bois implique une adhésion plus difficile qui conduit à une baisse de

performance dans certains cas (tableau 1-8). Il faut aussi souligner, qu’il existe une

proportion de renfort au-delà de laquelle des difficultés majeures apparaissent, notamment

au niveau du mode de fabrication. Il est effectivement assez peu fréquent de trouver dans la

littérature, des composites WPC fabriqués par des techniques plasturgistes contenant un

pourcentage de bois supérieur à 50-60%, pour lesquels il n’y aurait pas l’apparition de

nombreuses difficultés lors du moulage et ces difficultés sont croissantes dans l’ordre

compression-extrusion-injection. Klason et al (1984) observent, qu’à partir de 50%, le

matériau devient rugueux et la surface présente des ruptures. De trop grandes quantités de

bois créent aussi des problèmes techniques de mélange des constituants. Toutefois, de

nouveaux matériaux mélangés, contenant jusqu’à 60% voir davantage de bois, sont apparus

récemment (EinWoodTM). Le cas des matelas consolidés est différent puisqu’il existe

depuis plusieurs décennies des matériaux contenant jusqu’à 95% de bois.

L’augmentation de la proportion de fibres lignocellulosiques a aussi pour

conséquence directe, la multiplication des problèmes liés à l’usage d’un matériau

biologique hygroscopique et putrescible. Les propriétés d’élongation, la résistance à

l’impact sont amoindries par l’accroissement de la quantité de bois.

21

Tableau 1-8 : Influence du taux de renfort sur les propriétés mécaniques des WPC

Polymère Renfort % de bois E (GPa) Auteurs HDPE WFa 20 1,45 40 2,15 60 3,00

Klason et al 1984

LLDPE + silane WF (sapin) 10 0,065 40 0,164 Beshay et al 1985

LLDPE WF (sapin) greffé au PE

10 40

0,16 0,58 Kotka et al 1986

PP Fibres de noix de coco

10 30

1,33 1,66 Rozman et al 1999

PP + MAPP (3%) WF 70 4,08 80 4,80 PP + MAPP (1%) WF 70 4,79 80 4,51

Krzysik et al 1991

1.5.1.1.3 L’influence de la morphologie du renfort L’aspect le plus important de la morphologie du renfort est probablement le facteur

de forme. En effet, à partir d’une certaine limite les fibres discontinues peuvent être

considérées et analysées, d’un point de vue mécanique, comme des filaments continus. Le

facteur de forme donne donc une information sur le comportement mécanique du renfort.

Lors de nombreux travaux, la comparaison entre des farines, des particules et des fibres a

montré, que les renforts se comportent comme des charges pour des facteurs de forme

faibles, alors que les renforts à fort facteur de forme (>10) permettent un bien meilleur

usage de leurs bonnes caractéristiques mécaniques.

La taille de l’élément renforçant a naturellement une influence sur le procédé de

fabrication mais aussi sur les propriétés mécaniques du WPC. Ceci a été mis en évidence

par Stark (1997) lors d’un travail sur les effets de la taille des particules de farine de bois,

i.e. indépendamment du facteur de forme. Ils ont observé une meilleure résistance à la

propagation de fissures pour de plus grandes particules alors que dans le même temps il y

avait une diminution de la résistance à l’initiation de fissures (la concentration des

contraintes est plus importante). Concernant la résistance à la traction, la résistance à la

flexion, le module d’élasticité et l’allongement, il semblerait qu’il existe une taille optimale

de 0,25 mm. Tout éloignement de cette valeur, dans la gamme 0,05-0,6 mm, ayant conduit

22 à une diminution de performance. Une étude plus approfondie sur l’arrangement ou la

distribution des particules aurait peut-être permis d’expliquer plus précisément ces

dernières observations. En effet, Oksman et Clemons (1998) notent que de petites particules

bien dispersées augmentent généralement les propriétés de résistance.

Stark et Sanadi (2000), lors d’une étude sur des WPC ont abouti à la conclusion que

c’est bien le facteur de forme qui est le paramètre prépondérant influençant les propriétés

mécaniques. Par ailleurs, ceci est confirmé par Sanadi et al (1995) et Shaler (1993) qui

distinguent les particules, qui améliorent la rigidité, des fibres qui elles améliorent aussi la

résistance mécanique.

1.5.1.1.4 L’influence de l’orientation et de la dispersion du renfort Il est évident que la dispersion du renfort qui conduit à un mélange plus ou moins

intime des composants est un paramètre qui influence les propriétés physico-mécaniques du

WPC. En effet les particules ou fibres lignocellulosiques ont tendance à se regrouper et à

s’agglomérer ce qui crée des défauts. L’orientation des fibres génère une anisotropie, qui

détermine des axes forts, pour le matériau, selon lesquelles les fibres seront sollicitées

longitudinalement (direction la plus résistante de la fibre).

Klason et al (1984) ont étudié à l’aide de deux extrudeuses le rôle de la dispersion

des renforts (farines, fibres). Les deux types de mélanges ont été réalisés afin de déterminer

l’importance du ratio géométrique et de l’homogénéisation du mélange. Les résultats

montrent que l’amélioration du processus de mélange permet une augmentation, du module

d’élasticité et de l’élongation à la rupture, supérieure à 10%.

1.5.1.2 La matrice Les propriétés de chaque polymère sont variables, et par conséquent la matrice

n’apporte pas les mêmes performances, qu’il s’agisse de PE haute densité, basse densité, de

PP rigide ou souple ou de PVC. La proportion de plastique joue aussi un rôle au même titre

que la proportion de bois, ces quantités étant toutefois complémentaires. Le tableau 1-9

adapté de Bledzki et al (1998b) donne une idée des variations des propriétés mécaniques

dues à la matrice.

23

Tableau 1-9 : Propriétés mécaniques de WPC selon le thermoplastique (Bledzki et al, 1998b)

WPC Proportions (%)

E flexion (GPa)

σ flexion (MPa)

E (GPa)

Bois / PP 55/45 2,3 41,2 2,6 Bois / PE 55/45 2,3 28,4 2,4 Bois / PVC souple 50/50 0,5 14,5 0,5 Bois / PVC-souple/PVC-rigide 50/25/25 2,7 40,0 2,6 Bois naturel 100 9,4 87,9 10,1 MDF 100 3,9 36,7 3,1 Les problèmes liés à l’humidité sont amoindris par le thermoplastique, qui améliore les

propriétés mécaniques sous conditions humides du WPC. Les résultats de cette étude

montrent bien cette tendance. La comparaison qu’ils ont effectuée avec le MDF est

éloquente. Après un séjour identique dans l’eau, le gonflement du MDF est d’environ 50%

pour seulement 3 à 9% dans le cas des WPC. La résistance à la flexion après 28 jours dans

l’eau est réduite de 95% pour le MDF alors que les WPC n’ont subi une baisse que de 8 à

35%, respectivement pour le PP et le PVC. Le choix du polymère est crucial car il influe

aussi sur les modifications d’interface envisageables et sur leur efficacité.

1.5.1.3 Les matières recyclés L’usage de matériaux recyclés dans les composites WPC est un souci croissant. Le

caractère écologique de ce type de démarche, et l’intérêt économique qu’il suscite, a

conduit au développement de recherche sur le sujet. Nous allons séparer le recyclage des

matières biologiques et celui des matières plastiques, en oubliant volontairement de traiter

les problèmes de recyclage qui sont propres aux mélanges de constituants. Dans les faits,

l’utilisation de matières recyclées est possible et la réutilisation des WPC pour en fabriquer

de nouveaux est aussi possible. Par contre, la séparation de mélanges hybrides (bois,

plastiques, résines adhésives) intimement liés n’est en général pas évoquée et semble assez

complexe de prime abord. Les WPC sont envisagés, pour l’essentiel, comme un débouché

pour le recyclage des matières plastiques.

Les fibres naturelles comme les déchets agricoles, les déchets de construction en

bois ou les papiers recyclés, peuvent être utilisées dans les WPC. Elles se comportent alors,

24 sensiblement de la même manière que les autres fibres naturelles, à l’exception près

qu’elles peuvent avoir subi un traitement supplémentaire qui risque de les avoir altérées.

Les polymères synthétiques ne sont pas tous recyclables mais les thermoplastiques

le sont en général. Leurs propriétés peuvent, cependant, être modifiées de façon plus ou

moins importante (cristallinité), bien des polymères lorsque mélangés sont incompatibles et

le produit recyclé doit être de qualité. Ainsi les produits recyclés au niveau industriel ont

une qualité plus constante et reproductible que ceux de type post-consommation.

Les études réalisées sur les WPC constitués de matériaux recyclés montrent qu’il n’y a pas

de chute significative des propriétés mécaniques des composites. Pour les composites

fabriqués par consolidation d’un matelas fibreux, Youngquist et al (1995) ont même

observé de légères améliorations. Dans le cas des mélanges, le produit est assez stable, avec

une légère baisse lorsque le composite est recyclé plusieurs fois. Le peu d’influence de

l’usage de matière plastique recyclé est confirmé par l’étude de Yam et al (1998). Les

études de English et al (1996) et Mishra et Naik (1999) démontrent la faisabilité de

composites à partir de matières recyclées.

1.5.1.4 Les effets des modifications de l’interface Les différents types de modifications seront présentés au chapitre sur l’adhésion

(§3.1.2). Il est difficile de comparer telles ou telles modifications car elles sont, en général,

faites sur des composites différents. Certaines études, assez complètes, vont nous permettre

d’estimer l’intérêt d’un traitement par rapport à un autre. Les autres études, plus

spécifiques, vont nous permettre de voir la réelle efficacité des modifications sur les

propriétés physico-mécaniques des WPC.

1.5.1.4.1 Comparaison entre les différents traitements

Lors de leur étude sur les agents de couplage dans les WPC, Lu et al (2000) ont mis

en lumière le fait que les agents organiques génèrent une bien meilleure adhésion que les

agents inorganiques. Les agents les plus polaires sont les isocyanates, les anhydrides, les

silanes et les copolymères maléatés.

Le travail de Dalväg et al (1985) est très intéressant puisqu’il contient une grande quantité

de données comparables sur différents WPC ayant tous subi les mêmes modifications. Les

25 modifications entreprises ont été classées en deux groupes : les effets des additifs dispersifs

et des élastomères ; les agents de couplage. Les résultats montrent de manière évidente les

améliorations, détériorations, obtenues ou pas, en fonction de la quantité, d’additif ou

d’agent, introduite. D’une manière générale, il est possible d’améliorer la résistance à

l’impact grâce à une grande quantité d’additif (10%), et cela est d’autant plus facile pour les

fibres cellulosiques que pour les fibres de bois. L’élongation à la rupture est améliorée, ce

qui vient corroborer les résultats concernant la dispersion du renfort (§1.5.1.1.4). Le

module d’élasticité baisse dans de nombreux cas, alors que la résistance à la rupture est de

façon systématique fortement diminuée par la présence d’un additif. Les agents de couplage

sont le MAPP et un titanate, ce dernier étant bien moins efficace que le MAPP. Les

propriétés d’élongation, de résistance et d’impact sont toutes améliorées par le MAPP (ceci

est confirmé par Krzysik et al, 1991 ; Krzysik et Youngquist, 1991). La résistance à la limite

élastique présente un plateau dès 2 à 3% de MAPP alors que les autres propriétés croissent

avec le pourcentage de MAPP. Cette valeur limite de 2 à 3% de MAPP est reprise par de

nombreux auteurs, qui observent même pour certains, une chute des propriétés au-delà de

cette valeur optimale (Krzysik et al, 1991 ; Costa et al, 2000 ; Yoon, 1997). Ceci n’est pas

étonnant puisque le MAPP n’est habituellement pas un polymère de haute masse molaire.

1.5.1.4.2 Quelques études récentes sur des modifications spécifiques Aranguren et al (2000) se sont occupés de WPC composé de farine de bois de pin

et d’eucalyptus. Le polymère est une résine polyester non saturée. Les fibres subissent des

traitements à la soude et à l’anhydride maléique. Les résultats sur les propriétés physiques

et les caractéristiques chimiques sont réunis dans le tableau 1-10. Les effets des traitements

ne sont pas égaux. Le traitement à la soude augmente le caractère hydrophile du bois alors

que c’est le contraire pour le MA. Toutefois, l’apport du MA sur les propriétés mécaniques

est quasi nul, voire déficitaire. Ceci démontre bien, la nécessité d’adapter le choix de son

traitement à l’ensemble des composantes du matériau.

Lai et al (2003) ont réalisé une étude comparative sur différentes polyoléfines

maléatées employées dans des composites PE/WFa fabriqués par extrusion. Chacun se

révèle améliorer en partie les propriétés mécaniques. Cependant, les polyéthylènes maléatés

démontrent une meilleure adhésion (résultats MEB, DMTA), le SEBS-MA présente une

26 grande capacité d’amélioration de la résistance à l’impact comme souvent et le MAPP, qui

est moins compatible, n’apporte guère de changements positifs si ce n’est un plus grand

module d’élasticité (le squelette du PP est plus rigide que celui du PE). Cette étude

confirme le fait que le rôle de l’agent dépend de son association à la matrice et de

l’application destinée au produit fini.

Les récents travaux de Colom et al (2003) montrent au travers d’analyses FTIR et

MEB que pour un composite HDPE/fibres lignocellulosiques, un agent comme le silane

peut être globalement plus efficace que du MAPP. C’est la présence prédominante de liens

chimiques de type liaisons covalentes à l’interface avec le silane qui explique ces résultats.

Cet article souligne la multiplicité des réactions à l’interface et la spécificité de chacun

d’entre eux.

Tableau 1-10 : Effets du MA sur des composites bois/thermodurcissable (d’après Aranguren et al, 2000)

Composites1 Traitement 2Acid Number / saponific values

W (%) 60% H.R

E (GPa)

σ maximum (MPa)

UPE -- -- -- 2,9 93,5 Pin -- -- 7,82 5,2 60,9 NaOH --/43,5 9,60 -- -- MA 89,5/253,0 5,74 5,2 62,0 Eucalyptus -- -- 11,28 5,4 54,1 NaOH --/82,3 21,69 -- -- MA 75,3/214,1 9,81 5,2 52,8 MA

(7 heures) 120,9/337,2 8,54 5,1 51,3 UPE : résine polyester non saturé 1 composite à base de 40% de farine de bois, 2 seulement sur la composante bois

1.5.1.5 Les effets couplés Peu d’auteurs ont examiné l’ensemble des facteurs capables d’influencer les

propriétés physiques et mécaniques des WPC. Un tel travail est délicat car cela nécessite la

prise en compte d’une multitude de paramètres. C’est pourquoi, généralement la plupart des

études se concentrent sur un seul ou deux paramètres sachant que ces paramètres possèdent

déjà plusieurs modalités. Toutefois certains auteurs se sont attachés à étudier plusieurs

paramètres et leurs interactions. Les interactions posent des difficultés qui souvent

masquent le rôle exact des paramètres sur la performance du composite.

27

Myers et al (1991) ont réalisé une étude assez complète intégrant comme facteur : la

proportion de polymère, la granulométrie d’une farine de bois, la présence d’un agent de

couplage (MAPP : Epolène E-43) et le nombre d’extrusions employées lors de la

fabrication. L’analyse statistique de ce plan factoriel a abouti au classement hiérarchique

des facteurs et interactions entre les facteurs comme suit :

1. La quantité de MAPP est le facteur prépondérant. Son absence empêche une bonne adhésion.

2. L’interaction MAPP/granulométrie vient en second. La distribution des liens créés par l’agent est liée à la dispersion de la farine.

3. L’interaction MAPP/nombre d’extrusions est moins importante. 4. Les autres paramètres ou interactions influent à un niveau moindre.

L’agent de couplage apparaît au cœur de chacun des points présentés ci-dessus, ceci

confirme l’obligation d’avoir une bonne interface. Il faut remarquer que le peu de variation

(10% seulement) accordé à la proportion de polymère, et par voie de conséquence à la

quantité de bois, ne permet pas de mettre en relief, le rôle important qui est généralement

dévolu à ce facteur.

Costa et al (2000) proposent eux aussi une étude basée sur un plan d’expérience. Cette

fois, les variables sont le taux de fibres (10-30%), le taux d’agent de couplage (MAPP : 2 et

10%) et enfin le type de matrice (PP ou MAPP). Le rôle de la proportion de fibre est

prépondérant dans cette étude. Cependant il est dommage que le taux de fibres n’ait pas

dépassé les 30%. En effet, au-delà d’une certaine proportion, de nombreux problèmes

comme l’intimité du mélange et la faiblesse des liens mécaniques apparaissent, et ce bien

que l’augmentation de la quantité de bois s’avère bénéfique si elle est accompagnée d’une

amélioration de l’adhésion. Ceci explique probablement, le fait que l’importance de

l’interaction MAPP/taux de fibres, apparaisse très faible dans cette étude. Le MAPP est le

second facteur, son rôle est bien sûr, moins apparent dans les WPC à matrice MAPP.

Ces deux travaux sont très intéressants car ils dévoilent une partie du rôle joué par

différentes interactions. Ils sont aussi didactiques car ils présentent certaines limites et nous

indiquent comment tenir compte au mieux d’un facteur en choisissant judicieusement ses

modalités. Enfin, ils mettent en perspective la complexité et l’étendue des facteurs et

mécanismes impliqués dans la performance d’un WPC.

28

1.5.2 Les Matelas Naturels renforçant des Thermoplastiques : NMT Les NMT ou « Natural fiber Mat reinforced Thermoplastics » sont des WPC

élaborés par consolidation d’un matelas fibreux. Ce sont en général des composites

hybrides puisqu’ils contiennent des fibres lignocellulosiques, un polymère thermoplastique

et un adhésif. Les avantages et désavantages liés à l’usage de fibres naturelles sont

comparés à l’usage des fibres de verre par Van den Oever et al (2000). Dans certain cas, il

n’y a pas de colle thermodurcissable dans la composition du matériau. Les NMT sont

beaucoup moins étudiés et moins nombreux que les composites issus des techniques

plasturgistes. Les composites que nous avons conçus lors de ce projet de recherche font

partie des NMT. A cet égard, l’examen des travaux suivants a pour objet de présenter les

performances et spécificités de ce type de matériau.

L’un des atouts majeurs des NMT provient de leur densité. La densité de ce type de

produit dépend pour beaucoup du processus de consolidation. Ceci permet d’obtenir

aisément, des matériaux allant de densité très faible à des densités proches des matériaux

bruts (environ 0,1-1,2).

Tableau 1-11 : Liste des travaux expérimentaux sur les NMT

Auteurs Spécificités Indexation Youngquist et al, 1995 composites PET/WF/résine phénolique [NMT1] Youngquist et al, 1992 composites PP/polyester/PF/WF, densité variable [NMT2] Oksman, 2000 composites commerciaux comparés à GMT * [NMT3] Krzysik et al, 1991 composites PP/WF avec MAPP [NMT4] Saha et al, 1999 composites jute/polyester (cyanoéthylation) [NMT5] Yoon, 1997 composites PP/WF avec MAPP [NMT6] * GMT : matelas de fibres de verre renforçant un thermoplastique

Le tableau 1-11 est un récapitulatif des différentes études sur des NMT auxquelles

nous allons faire référence dans cette section.

Les performances mécaniques couvrent, comme le montre le tableau 1-12, une large

gamme de valeurs. L’étude de Youngquist et al (1992) souligne l’importance du rôle de la

densité du matériau sur ces propriétés, résultat mis en évidence dans de nombreux travaux

sur les composites à base de bois (Rowell et al, 1995b ; Michaud, 1999 ; Schulte et

Fruhwald, 1996ab). Le tableau ne présente aucun composite de type isolant, ceux-ci sont

29 souvent mécaniquement faibles à cause de leur très faible densité, mais ce n’est pas un

défaut comme chez le polystyrène expansé.

Tableau 1-12 : Propriétés mécaniques de quelques NMT

Matériau σf (MPa)

σt (MPa)

Ef (GPa)

Et (GPa)

ρ Réf. WF (80%) / VPET (10%) / PR (10%) 50,6 33,0 3,66 4,84 - [NMT1] DF (80%) / RPET (10%) / PR (10%) 47,8 30,0 3,74 4,56 - WF(60%)/VHDPE (30%)/VPET(5%)+MAPP(5%) 16,8 10,8 2,01 2,81 DF(60%)/VHDPE (30%)/VPET(5%)+MAPP(5%) 19,1 12,4 1,75 2,12 WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) 5,5 3,4 0,46 0,58 0,40 [NMT2] WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) 49,3 27,7 3,57 5,07 0,75 WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) 76,4 42,2 5,42 7,80 1,20 Symalit (25% de fibres naturelles) - 20-30 - 2,9-4,6 1,00 [NMT3] Danflax (50% de fibres naturelles) - 35-40 - 5,0-6,5 1,16 Symalit GMT (50% de fibres de verre) - 74-77 - 5,1-5,4 1,24 WF (70%) / PP - 14,6 - 3,24 1,0 [NMT4] WF (70%) / PP / MAPP (1%) - 26,0 - 4,79 1,0 WF (70%) / PP / MAPP (3%) - 22,8 - 4,08 1,0 WF (85%) / PP - 15,7 - 3,95 1,0 WF (85%) / PP / MAPP (1%) - 21,5 - 4,51 1,0 WF (85%) / PP / MAPP (3%) - 24,2 - 4,8 1,0 Jute non modifié /résine polyester (30%) - 565 - 27,2 0,75 [NMT5] Jute modifié (traitement 1h) / polyester (30%) - 453 - 26,3 0,75 Jute modifié (traitement 4h) / polyester (30%) - 402 - 26,0 0,75 Résine polyester 122,6 69 3,6 3,2 - Les NMT commerciaux étudiés par Oksman (2000) sont de bonne qualité puisqu’ils

peuvent quasiment rivaliser avec les GMT (fibres de verre) tout en étant plus légers. Les

NMT réalisés par Youngquist et al (1992,1995), possèdent des propriétés comparables ou

supérieures aux propriétés des panneaux MDF commerciaux (voir tableaux 1-11 et 1-12).

Ce résultat est confirmé par l’étude de Garkhail et al (2000).

Les performances aux tests d’énergie d’impact quantifient la capacité du matériau à

absorber un choc. Les résultats de la littérature, compilés dans le tableau 1-12, montrent

que la densité, comme pour la plupart des propriétés mécaniques, influence fortement

l’énergie d’impact. Cette dernière peut aussi être améliorée significativement par l’addition

d’un agent comme le MAPP mais cela nécessite une certaine quantité d’agent (3%). Il faut

noter que comparativement aux GMT, les NMT possèdent des résistances à l’impact plus

faibles (Garkhail et al, 2000 ; De Bruijn, 2000).

La stabilité dimensionnelle des NMT est beaucoup plus problématique que celle des

WPC fabriqués par mélange à chaud. En effet, les NMT sont poreux et sont plus facilement

30 sujet à des variations liées à l’humidité. Ceci est souligné par les valeurs d’absorption d’eau

obtenues par Youngquist et al (1992) pour des composites de différentes densités (tableau

1-13). La densité est, dans ce cas, intimement liée à la porosité. L’influence de l’agent de

couplage MAPP est moins évidente à la vue des résultats, avec toutefois une légère

amélioration avec l’augmentation du pourcentage de MAPP. Cette amélioration apparaît, de

façon beaucoup plus marquante, lorsque la proportion de thermoplastique augmente car

c’est un composé hautement hydrophobe. Le thermoplastique, tout comme le MAPP, agit

comme une barrière. Il y a encapsulation de la fibre ce qui interdit l’absorption d’humidité.

Cet effet semble prépondérant par rapport au blocage des sites hydrophiles par l’agent de

couplage. Le gonflement en épaisseur vient corroborer ces résultats, à l’exception près du

rôle de la densité. L’augmentation de la matière ligneuse à volume égal induit un plus grand

gonflement puisque ce dernier est exclusivement dû au gonflement de la paroi cellulaire.

La nature du thermoplastique et sa capacité de protection joue aussi son rôle si l’on

compare le PP et le polyéthylène haute densité vierge. L’ajout d’une résine

thermodurcissable comme une résine phénolique s’avère un facteur non négligeable. La

résistance à l’eau est améliorée par la résine phénolique. Les études sur les composites à

base de bois utilisant un agent liant montrent les bénéfices des adhésifs. Il faut noter que les

isocyanates améliorent d’ailleurs davantage la résistance à l’eau que les phénoliques.

Tableau 1-13 : Propriétés physiques de quelques NMT

Matériau Energie d’impact (J)

WA 24h (%)

TS 24h (%) Réf.

WF (80%) / VPET (10%) / PR (10%) 36,1 43,4 25,2 [NMT1] DF (80%) / RPET (10%) / PR (10%) 30,7 44,1 26,9 WF(60%)/VHDPE (30%)/VPET(5%)+MAPP(5%) 27,6 54,9 43,8 DF(60%)/VHDPE (30%)/VPET(5%)+MAPP(5%) 30,9 58,7 45,2 WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) (densité 0,4) 16,6 219,8 16 [NMT2] WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) (densité 0,75) 27,9 97,1 19 WF (80%) / PP (10%) / PR (10%) (densité 1,2) 36,6 28,4 23,6 WF (70%) / PP 10,8 23,4 14,4 [NMT4] WF (70%) / PP / MAPP (1%) 9,2 11,4 15,3 WF (70%) / PP / MAPP (3%) 15,7 20,2 18,3 WF (85%) / PP 10,3 45,8 35,4 WF (85%) / PP / MAPP (1%) 15,8 38,3 28,9 WF (85%) / PP / MAPP (3%) 17,7 41,8 31,7 WA : absorption d’eau après 24h d’immersion, TS : gonflement dans l’épaisseur après 24h d’immersion

31 L’étude d’Oksman (2000) sur des NMT commerciaux montre les avantages de ces produits

mais dénonce aussi, le manque d’adhésion à l’interface de ces derniers par rapport aux

GMT.

1.5.3 Comparaison entre les WPC et les produits commerciaux usuels Les données sur les WPC ne sont pas toujours comparables car l’objectif du

matériau n’est pas forcément d’améliorer systématiquement les mêmes propriétés. La

société Ein Engineering Co, Ltd propose un comparatif de ses produits composés de PP,

poudre de bois et d’un agent renforçant appelé « antiwear additive», avec les composites à

base de bois usuellement rencontrés (MDF, OSB, etc.). Nous avons donc adapté leur

tableau de données en essayant d’incorporer quelques résultats expérimentaux, tirés de la

littérature, qui contribuent à la comparaison (tableau 1-14).

Tableau 1-14 : Comparaison de différents WPC (adapté des données EinWoodTM)

WPC Résistance à la flexion (MPa)

Module en flexion (GPa)

transversale 1 transversale 2 transversale 1 transversale 2 ρ

Absorption d’eau (%)

EinWoodTM PP/WFa (55%)

58 59 4,2 4,1 1,1 0,2

WPC conventionnel PP/poudre de bois

8,7 - 1,21 - 0,91 -

MDF1 24 24 2,4 2,4 0,75 81 Panneau de particules 18,1 18,3 2,3 2,4 0,7 65

OSB 37 18,2 7,4 2,5 0,65 45 Contreplaqué 48 58 5,2 4,8 0,6 25 PP/WF (40%) 47,9 - 3,25 - 1,03 - PP/WFa (40%) 44,2 - 3,03 - 1,05 - PP/WF (40%)

+ agent (3%) 72,4 - 3,22 - 1,03 -

MAPP/WF (30%) + agent (2%)

57,4 57,4 5,16 5,16 - -

VHDPE/WF (60%) + MAPE (5%)

- - 2,01 2,01 54,9

transversale 1,2 : directions de la sollicitation dans le plan transversale (si 1 vaut 0° alors 2 vaut 90°, 1 est la direction forte du matériau) 1. données ANSI A208.2-19942 2. résultats expérimentaux pris dans la littérature Les données collectées dans ce tableau, représentent un petit échantillon de la

variabilité des WPC. Les propriétés mécaniques et physiques de ce type de composite sont

fonction des orientations choisies lors de sa conception. L’étendue des possibilités est

32 grande et il existe déjà, des WPC commerciaux possédant d’excellentes propriétés

mécaniques et physiques. Falk et al (1999) ont réalisé une étude comparative entre un WPC

de type plasturgiste et les panneaux composites à base de bois standard. Leurs résultats

confirment le fait que les WPC de ce dernier type possèdent de plus faibles performances

mécaniques.

1.6 Conclusion Le propos de ce chapitre était de définir ce que sont les composites bois polymère

ou WPC, ainsi que de situer le contexte de développement et d’utilisation de ces produits

relativement récents. La nature des constituants, les interactions existant entre ces derniers,

au même titre que l’agencement de leur combinaison, sont autant de paramètres dont il faut

tenir compte. Les travaux passés montrent toute la complexité de ces nouveaux matériaux.

Cette revue de littérature montre la diversité des WPC tant au niveau de leur conception que

de leur fabrication ou bien de leur usage. Les composites, que nous nous proposons

d’étudier, sont des composites bois/thermoplastique/thermodurcissable présentés comme

des NMT (matelas de fibres naturelles renforçant un thermoplastique). Il s’agit donc de

composites hybrides fabriqués de façon similaire à celle des panneaux à base de bois (en

l’occurrence le MDF) par une compression à chaud. Ce procédé est bien maîtrisé et

couramment employé par l’industrie du bois. L’objectif du thermoplastique est dans notre

cas d’ajouter une capacité de post-thermoformage à ce nouveau WPC qui a l’avantage

d’être un matériau de densité moyenne (0,7) comparativement à la plupart des WPC

existants ou étudiés qui sont plus denses (0,9-1,3). Le domaine d’application de ce matériau

hybride s’inscrit dans une logique de produits d’ameublement plutôt que dans le domaine

des produits d’usage extérieur que représente la majorité des composites bois/plastique. Les

WPC sont généralement soit les composites à base de bois liés par une résine

thermodurcissable soit les composites bois/thermoplastique obtenus par les techniques

plasturgistes qui se sont développées ces dernières années. Les travaux scientifiques

réalisés sur les WPC font très peu état de composites hybrides, ce qui justifie et renforce

l’originalité du travail entrepris. L’omniprésence des problèmes d’adhésion et d’interfaces

rencontrés dans les travaux sur les WPC nous a conduit à leur consacrer un chapitre entier

(chapitre 3).

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Chapitre 2 Matériel expérimental

2. Matériel expérimental

2.1 Introduction Les propriétés d’un matériau composite sont plus avantageuses que la somme de

celles des parties qui le compose. Toutefois, il est indispensable comme nous l’avons vu au

chapitre précédent de bien connaître ces différentes parties et l’histoire de leur assemblage

pour espérer comprendre, interpréter et éventuellement optimiser le comportement du

composite. C’est dans cette optique que ce chapitre sur le matériel expérimental a été

conçu.

Le projet d’étude que nous présentons est réalisé sous la forme d’un partenariat.

Ceci a conduit à la fabrication de matériel expérimental dans deux laboratoires distincts

(l’Université Laval à Québec, Canada et le Laboratoire de Rhéologie du Bois de Bordeaux,

Université Bordeaux, France). Par conséquent, des constituants diffèrent en partie d’un

endroit à l’autre. En fait, seules certaines fibres de bois ont été importées de France. Outre

le matériel, les méthodes de fabrication et les composites sont un peu différents. Ils seront

présentés sous la forme de deux plans d’expérience distincts avec la dénomination de WPC1

et WPC2, le second étant le résultat des observations et conclusions du plan préliminaire sur

les WPC1. Le mode de fabrication est similaire pour les deux groupes de composites avec

toutefois des équipements plus complets et la possibilité d’un contrôle de fabrication plus

important lors de la réalisation du deuxième plan d’expérience à l’Université Laval.

2.2 Analyse des constituants Dans cette étude les composites fabriqués comportent différents constituants de

nature variée. Il y a les polymères naturels, les polymères thermoplastiques et les polymères

thermodurcissables.

2.2.1 Les fibres de bois Les polymères naturels sont les fibres MDF, les fibres longues et la sciure de bois

rétifié©. Les fibres MDF utilisées lors du plan d’expérience préliminaire ont été fournies

encollées avec une teneur en urée formaldéhyde de 10%. Ce groupe de fibres de pin

maritime (Pinus pinaster), noté MDF1, provient de l’usine Willamette Europe à Morcenx,

46 France. Lors de la mise en œuvre du second plan d’expérience, les fibres MDF ont été

fournies par l’entreprise Panneaux MDF La-Baie, Québec, Canada. Ces fibres, notées

MDF2, sont composées d’un mélange de bois résineux constitué à 90% d’épinette noire

(Picea mariana) et 10% de sapin baumier (Abies balsamea). Ce deuxième groupe de fibres

est, malheureusement, systématiquement préencollé à l’urée formaldéhyde même si cette

dernière a été identifiée par Xing (2003) comme n’étant plus active lors de son usage a

posteriori. L’humidité des fibres fournies était de 12%, elles ont été entreposées entre 8 et

10% de contenu en humidité pour les fibres MDF1 et à environ 5% de contenu en humidité

pour le second groupe MDF2 (séchage à l’air libre sous les conditions ambiantes).

Dimensions des fibres MDF1 (d'après Nyangiro 1999)

0

10

20

30

40

50

60

70

1 2 3 4 5

longueur (mm)

% d

e fib

res

distribution des longueurs

0-0.2 0.2-0.5 0.5-1 1-3 3-7

Dimensions des fibres MDF1 (d'après Nyangiro 1999)

0

10

20

30

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1 2 3 4 5

longueur (mm)

% d

e fib

res

distribution des longueurs

0-0.2 0.2-0.5 0.5-1 1-3 3-7

Dimensions des fibres MDF1 (d’après Nyangiro, 1999)

Figure 2-1 : Dimensions des fibres MDF1, (adapté de Nyangiro, 1999)

La figure 2-1 donne une bonne idée des dimensions des fibres MDF1 qui constituent la

majeure partie de nos composites (Nyangiro, 1999). Quelque soit la provenance des fibres

MDF, elles sont toujours le résultat d’un mélange de simples fibres et d’amas de fibres ou

bûchettes. Les bûchettes MDF1 représentent 8 à 20% de la masse totale, leurs dimensions

moyennes sont de 1,4-1,8 mm en longueur et 225-282 microns en diamètre. Les fibres

MDF1 ont une longueur moyenne de 1,58 mm et un diamètre compris entre 20 et 40

microns (fibres isolées). Ces fibres ou bûchettes sont dites transformées mais leur

composition chimique n’est pas altérée.

Les dimensions des fibres MDF2 n’ont pas été mesurées avec la même précision. Toutefois,

Garcia (2001) a effectué, lors d’une étude sur la perméabilité de panneaux MDF, à

l’Université Laval, un tamisage de ces mêmes fibres. Les résultats sont présentés sur la

figure 2-2a. Il semble raisonnable de considérer qu’il existe peu de changements entre les

47 fibres MDF1 et MDF2 même si nous ne disposons pas de données suffisantes pour ces

dernières.

a. Tamisage des fibres MDF2 (d’après Garcia, 2001)

Figure 2-2 : a. Tamisage des fibres MDF2 (Garcia, 2001) ; b. Tamisage de la sciure B.R

Les fibres longues ou fibres thermisorel© ont été fournies par la société Isoroy©

(Casteljaloux, France). Ce sont des fibres obtenues par un défibrage thermomécanique

grossier (160°C avec une pression de vapeur saturée de 6 bars) provenant en grande partie

de résineux, complétée par environ 20% de feuillus. Ces fibres longues (F.L) sont

habituellement utilisées pour la fabrication de panneaux isolants produits par des procédés

humides. Les dimensions des F.L sont nettement plus importantes que celles des fibres

MDF notamment en ce qui concerne leur longueur. Les fibres longues ont été divisées en

deux groupes de longueurs lors de leur caractérisation par l’EFPG (École Française de

Papeterie et des Arts Graphiques) avec les mêmes techniques que pour les fibres MDF1.

Les fibres de longueur inférieure à 7 mm représentaient 33,5% en masse de la population

totale, le reste étant des bûchettes ou des faisceaux de fibres (tableau 2-1).

Tableau 2-1 : Dimensions des fibres F.L (données Delisée et al, 2001)

Longueur < 7 mm Longueur > 7 mm Longueur

(mm) Écart-type

(mm) Diamètre

(µm) Écart-type

(µm) Longueur

(mm) Écart-type

(mm) Diamètre

(µm) Écart-type

(µm) F.L 0,58 0,29 31,6 14,1 11,06 7,5 582 134

La sciure de bois rétifié© (B.R) complète l’ensemble des fibres à base de bois. Cette

sciure est un mélange de poussières et de copeaux, plus ou moins gros, de pin maritime

(voir granulométrie figure 2-2b). Le bois rétifié est un bois qui a subi un traitement

48 thermique haute température sous la forme d’une pyrolyse ménagée. Les propriétés

mécaniques sont conservées de manière suffisante, car en général, le traitement n'excède

pas des températures de 250°C et ce pour des périodes de 6 à 8 heures. Grâce à ce procédé,

il y a un appauvrissement du bois en oxygène, hydrogène et en matières volatiles, de plus il

y a destruction en partie des hémicelluloses. Des liaisons insaturées conjuguées

éthyléniques et carbonyles apparaissent au niveau de la lignine. Ce procédé assure au bois

une meilleure stabilité dimensionnelle, une résistance aux micro-organismes et le matériau

est plus hydrophobe. Il a aussi une meilleure tenue en température. La porosité augmente

légèrement, la tension de surface diminue, les forces polaires et de dispersion diminuent

également. La surface a subi une modification. Cet ensemble de changements a des

répercussions sur les propriétés mécaniques, ne serait-ce que par l’augmentation de la

densité du matériau traité (Nebesarova et Guyonnet, 1995 ; Jaziri et al, 1987 ; Avat et al,

1990 ; Avat, 1993 ; Bourgois et Guyonnet, 1988 ; Bourgeois et al, 1989 ; Guyonnet, 1994 ;

May et al, 1990 ; Alén et al, 2002 ; Kamdem et al, 2002).

Il est intéressant de noter que si l’interaction entre le bois rétifié et les matrices polymères

croît à mesure que la matrice est polaire (augmentation des liaisons π ou autres), selon May

et al (1990), il n’en est pas de même pour les matrices apolaires (comme le PP, qui est plus

cristallin). Cela peut dans ce dernier cas conduire à une diminution des contraintes de

rupture en traction et en flexion par rapport à du bois non traité. Le rôle de l’interface sera

discuté de façon plus complète au chapitre 3 sur l’adhésion.

Tableau 2-2 : Caractéristiques d’un bois rétifié et d’un bois naturel (May et al, 1990)

Caractéristiques Pin naturel Pin rétifié C (%) 47,62 53,78 O (%) 46,75 40,66 H (%) 6,35 6,01

Volatiles (%) 80,10 74,31 Humidité (%)

(20°C, 60%HR) 10,12 3,16

Lignine (%) 22,95 33,99 Hémicellulose (%) 10,66 2,25 Extractibles (%) 14,71 19,36

Densité apparente moyenne 0,554 0,45 Densité réelle moyenne 1,155 1,343

Porosité (%) 0,52 0,66

49

L’analyse chimique et physique des fibres de bois a permis de les quantifier et

qualifier au niveau de leur structure. Les différences de composition en masse et en surface

ont été identifiées respectivement par extraction, thermogravimétrie et analyse de surface

(ESCA ou XPS).

2.2.1.1 Analyse chimique par extraction et thermogravimétrie (TG) L’objectif de l’extraction est de quantifier les extractibles, la lignine et

l’holocellulose contenus dans les fibres de bois. Cette analyse a été effectuée selon un

protocole précis qui peut se découper en trois grandes étapes :

1. Extraction à l’éthanol / toluène et concentration des extraits 2. Extraction à l’eau chaude 3. Détermination du contenu en lignine

Afin d’éviter les erreurs de manipulation, toutes les expériences ont été doublées. Le suivi

du taux d’humidité des échantillons, tout au long de l’analyse, est nécessaire à la

détermination exacte des proportions au tableau 2-3.

Les résultats obtenus ne présentent pas de différences véritablement significatives

entre la constitution des F.L et celle de la sciure B.R. Au regard de la littérature ce type de

composition apparaît assez classique pour des essences résineuses. Il est toutefois

intéressant de remarquer que le taux de lignine du B.R correspond aux données du tableau

2-2 pour le pin rétifié. En effet, cette augmentation due au pourcentage de lignine est

favorable à l’adhésion des WPC. Les valeurs obtenues pour les F.L sont moins aisément

comparables car elles contiennent une certaine quantité de feuillus. Ce sont des valeurs

moyennes. Il est fort possible que les compositions de surface soient différentes. Ce point

sera traité par la suite lors des analyses de surfaces XPS.

Tableau 2-3 : Composition chimique en masse des fibres de bois

Produits Bois tendre* B.R F.L Extraits (%) < 10 6,76 8,26

Lignine soluble à l’acide (%) 0,24 0,18 Lignine (%) 25-35 30,88 27,26

Holocellulose (%) 60-65 62,12 64,30 * : données de la littérature (Roberts, 1997)

50 La thermogravimétrie, quant à elle, permet de suivre la perte de masse d’un

échantillon lors d’une cinétique de chauffage à taux constant (°C/min). Le comportement

des composés lors de cet essai a abouti à la détermination d’une température seuil à partir

de laquelle les fibres de bois subissent une réelle dégradation (figure 2-3). Cette

température seuil est supérieure à la température maximale de 205°C utilisée lors des

processus de thermocompression ou thermoformage.

Figure 2-3 : Thermogravimétrie des constituants employées dans les WPC

Les courbes de thermogravimétrie du bois rétifié ou des fibres MDF montrent une perte de

masse quasi instantanée qui correspond à la perte d’eau du bois, puis il n’y a apparition

d’une dégradation thermique significative que pour des températures supérieures à 225°C.

Les comportements des fibres de MDF, de la sciure de B.R ou des fibres F.L sont

similaires.

2.2.1.2 Analyse de surface par spectroscopie des photoélectrons (ESCA ou XPS) La spectroscopie des photoélectrons ou XPS est une technique d’analyse des

surfaces. L’analyse porte seulement sur les couches superficielles d’un échantillon sur une

profondeur de cinq nanomètres. Dans un premier temps, nous avons analysé les fibres

51 MDF2, la sciure de B.R et les fibres longues F.L. Les résultats sont résumés dans le tableau

2-4 (graphes XPS en annexe B).

La composition relative apparente est exprimée en pourcentage atomique. Elle est qualifiée

d’apparente car on suppose l’échantillon homogène en composition dans le volume analysé,

qui est de l’ordre de 50 mm2 par 5 nm.

Tableau 2-4 : Composition élémentaire surfacique des fibres de bois (analyse XPS)

Produits Carbone C (en %)

Oxygène O (en %)

Azote N (en %)

Rapport O/C

Fibres MDF2 encollées à l’UF (1) 96,2 (0,3) 2,7 (0,2) 1,0 (0,2) 0,03

Fibres MDF2 encollées à l’UF (2) 97,2 (0,2) 2,3 (0,2) 0,5 (0,1) 0,02

Fibres longues F.L 79,7 (0,3) 20,3 (0,3) Non mesurable 0,25

Sciure de B.R 77,6 (0,4) 22,4 (0,4) Non mesurable 0,29

Cellulose* 57,0 43,0 --- 0,75

Lignine* 77,4 22,6 --- 0,30

Extractibles* 91,0 9,0 --- 0,10

Surface du bois* 77,1 22,9 --- 0,30

Bois calculé ** 64,8 35,2 0,54 (1) première série de mesure * données de la littérature (de Lange et Mahy, 1995) (2) deuxième série de contre mesure ** : composition 65% cellulose, 30 % lignine et 5% extractibles

En ce qui concerne les F.L et la sciure B.R, l’analyse révèle des taux de carbone et

oxygène qui concordent avec ce qui peut être attendu pour un matériau bois. Il n’y a pas de

différences importantes de composition surfacique pour ces deux matériaux. Les résultats

obtenus pour les fibres de MDF1 préencollées à l’UF sont eux plus surprenants. En effet, les

fibres présentent une surface complètement carbonée ce qui ne correspond ni à la

composition chimique du bois, ni à celle de la résine thermodurcissable. L’explication la

plus plausible est la suivante : il semble que lors du procédé de « flash drying » (effectué à

l’usine avant la conformation du matelas) la surface des fibres préencollées ait été brûlée au

moins sur les 50 premiers Angströms. Ceci est confirmé par le faible taux d’azote.

Normalement il devrait y avoir environ 3 % d’azote, or il n’y en a que 0,5 à 1 %. Il est

possible aussi qu’il ait été brûlé ou évaporé.

52

Les données fournies par de Lange et Mahy (1995) mettent en évidence la

différence de composition de la surface par rapport à la composition en masse du matériau

bois. La surface présente une composition similaire à la lignine, en tout cas bien inférieure

à la quantité d’oxygène dans la cellulose. Les phénomènes de migration des extractibles

hydrophobes vers les surfaces, rapportés par Gardner et al (1995) peuvent expliquer ces

observations.

Figure 2-4 : Déconvolution du pic C1s pour les fibres longues F.L (XPS)

La résolution instrumentale est insuffisante pour séparer les différentes composantes

des signaux du carbone (C1s, tableau 2-5). Les F.L et la sciure B.R semblent donc assez

identiques sur ce point ce qui est un peu surprenant. Il en est de même pour les rapports

O/C (0,25 pour les F.L et 0,29 pour le B.R). Ces valeurs sont assez similaires aux résultats

de Hon (1984) qui obtient un rapport oxygène sur carbone (O/C, tableau 2-4) de 0,27 pour

une surface de bois (Liriodendron tulipifera ou bois jaune). Toutefois, le rapport O/C, plus

élevé pour le B.R, traduit une surface où le rôle de l’oxygène est un peu plus important que

pour la surface des F.L. L’analyse du rapport O/C s’avère malgré tout insuffisante, dans

notre cas. La décomposition par la méthode de synthèse des pics de carbone, assistée d’une

évaluation statistique de la qualité de l’ajustement entre l’enveloppe calculée et le spectre

expérimental (figures 2-4 et 2-5), a permis de raffiner l’analyse de surface. Cette analyse

53 (Adnot, 2002) permet d’extraire les différentes composantes C1-C4 qui peuvent se grouper

selon les types de liaisons associées aux espèces mentionnées (tableau 2-5).

Figure 2-5 : Déconvolution du pic C1s pour la sciure de bois rétifié B.R (XPS)

Les différents pics de carbone du tableau 2-5 sont associés à différentes possibilités de

liaisons. Le pic C1 correspond à des liaisons carbone-carbone ou carbone-hydrogène (C-C,

C-H). Ce type de liaisons est fortement présent dans les extractibles et la lignine. Le pic C2

correspond à des liaisons carbone-oxygène (C-O) beaucoup plus présentes dans la

cellulose. Le pic C3 est caractéristique des liaisons carbone-oxygène cétoniques et des

liaisons carbone-oxygène non cétoniques (C=O, O-C-O, de Lange et Mahy, 1995). Le pic

C4 correspond aux liaisons carbone-oxygène plus complexes (O=C-O). Ces deux derniers

pics représentent de faibles pourcentages.

Le tableau 2-5 montre la différence pouvant exister entre la surface des F.L et la surface de

la sciure B.R. Les types de liaisons présentes sont les mêmes, toutefois l’abondance de

chacune d’elle change, avec par exemple 12,5% de C2 pour les F.L et plus du double pour

le B.R soit 27,3%. Les figures 2-4 et 2-5 mettent l’emphase sur cette observation avec un

54 deuxième pic nettement plus prononcé pour la sciure de B.R. Cette prépondérance en

surface des C2, typique de la cellulose cristalline, pourrait être due à la destruction en

surface des extractibles, très riche en C1, et de la lignine. Ces observations traduisent le fait

que la surface de B.R est riche en cellulose, alors que les surfaces de bois et des F.L sont

plus riches en extractibles. L’augmentation des extractibles à la surface des F.L est en

accord avec les résultats sur les phénomènes de migration des extractibles à la surface du

bois (Gardner et al, 1995). La comparaison de nos résultats avec les analyses de Hon

(1984) montre que le B.R se rapproche des valeurs observées pour une surface de bois jaune

(tulipier) alors que pour les F.L on voit le pourcentage de C1 augmenter et celui de C2

diminuer. La remontée du C2 correspond pour Hon à des surfaces de bois veillies par

exposition à des intempéries et aux U.V (« etching »). Ceci caractérise une forte oxydation

de la surface qui est riche en cellulose et plus hydrophobe. Ainsi, tout en ayant plus de C2,

ces surfaces, comme le B.R, sont plus hydrophobes. C’est précisément le cas avec les

surfaces de bois vieillies qui presentent néanmoins un taux de C2 beaucoup plus élevé

(56%, tableau 2-5).

Tableau 2-5 : Analyse XPS détaillée de la déconvolution du pic carbone C1s pour les fibres de bois

Composante du carbone C1s C1 C2 C3 C4 Echantillon

E (eV)

L (eV)

A (%)

E (eV)

L (eV)

A (%)

E (eV)

L (eV)

A (%)

E (eV)

L (eV)

A (%)

M Q

Fibres MDF avec UF

285,0 1,5 7,3 286,4 1,5 89,3 288,4 1,5 3,4 -- -- -- 0,41 0,11

F.L 285,0 2,1 81,4 286,8 2,1 12,5 -- -- -- 289,0 2,1 6,1 0,73 0,98

B.R 285,0 2,0 67,8 286,9 2,0 27,3 -- -- -- 288,9 2,0 4,9 0,49 0,97 Cellulose* 17% 64% 19% Lignine* 68% 29% 3%

Extractibles* 95% 0% 5% Bois(calculé)* 36% 50% 14% Surface bois* 65% 29% 7% Poudre bois* 47% 44% 9%

Surface cellulose** 18% 56% 26%

Surface bois** 64% 26% 10% Surface de

bois veillie** 27% 56% 17%

* données de la littérature de de Lange et Mahy (1995), ** données de Hon (1984) E : énergie de liaison corrigée en eV ; L : largeur à demi hauteur en eV ; A : abondance en % Q : estimateur statistique de la qualité de l’ajustement (significatif entre 0,005 et 0,995) M : rapport Gauss-Lorentz

55

2.2.2 Les polymères synthétiques

2.2.2.1 Les thermoplastiques Le principal thermoplastique utilisé est le polypropylène sous forme de fibres de

deux sortes : les fibres PP1 d’environ 15 mm obtenues à partir de corde de polypropylène et

les fibres PP2 de dimensions techniques 5 mm, 2,2 denier avec une masse volumique de

0.91 g/cm3 (fournies par la compagnie FiberVisions). Les analyses enthalpiques

différentielles (DSC) et thermogravimétriques (TG) ont montré que le PP2 a un point de

fusion de 165°C (167°C pour le PP1) et qu’il ne se dégrade pas pour des températures de

205°C (figure 2-3).

Le second thermoplastique employé lors du plan expérimental préliminaire se

présente sous la forme de films de polyéthylène basse densité (LDPE) d’épaisseurs

variables (100 ou 600 microns) de type commercial. Sa température de fusion est de l’ordre

de 140°C.

Le polypropylène modifié à l’anhydride maléique (MAPP) est utilisé en tant

qu’agent de couplage. Il est fourni, en granulés, sous le nom commercial de Fusabond®

MD-353D par la société Dupont®. Il s’agit d’un copolymère aléatoire greffé (>1%wt)

possédant un point de fusion compris entre 130-160°C et une densité de 0,88-0,98.

Les thermoplastiques employés voient leurs propriétés changer de façon

conséquente dès que la température d’usage dépasse la zone de ramollissement et encore

plus au-delà du point de fusion. L’opération de thermoformage s’apparente à un

écoulement de matière qui peut être caractérisé en partie par la viscosité η du matériau. Les

figures 2-6 et 2-7 présentent la viscosité en régime permanent (η) et dynamique (η*) du

polypropylène et du MAPP à l’état fondu pour différentes fréquences de sollicitations ou

vitesses de déformation. Les mesures ont été effectuées sur un rhéomètre ARES de

Rheometric Scientific (CERSIM, Université Laval) lors d’essais de torsion de pastilles

entre deux plaques métalliques (∅ = 25 mm). Les pastilles sont fabriquées à partir des

fibres ou granulés par moulage par compression à chaud.

56

1,00E+00

1,00E+01

1,00E+02

1,00E+03

1,00E+04

1,00E+05

0,001 0,01 0,1 1 10 100

taux de déformation (1/s)

Eta

(Pa.

s)

PPMAPPPPMAPPbis

1

2

Figure 2-6 : Viscosité en régime permanent η des thermoplastiques employées à l’état fondu (170°C : température de thermoformage)

1,00E+01

1,00E+02

1,00E+03

1,00E+04

1,00E+05

0,01 0,1 1 10 100

fréquence hz (ou 1/s)

Eta*

(Pa.

s)

MAPPPPPP

1

2

Figure 2-7 : Viscosité dynamique η* des thermoplastiques à l’état fondu (170°C : température de thermoformage ; déformation utilisé : 5% ; domaine LVE)

57 Le MAPP est beaucoup moins visqueux que le PP1 et le PP2. Le point de fusion du MAPP

est plus bas et les molécules sont de plus basses masses moléculaires. C’est le taux de

cristallinité et la structure moléculaire qui sont vraisemblablement à l’origine des

différences mesurées sur les deux polypropylènes.

2.2.2.2 Les adhésifs Les colles thermodurcissables choisies pour ce projet sont l’urée formaldéhyde et la

colle isocyanate appelée polyméthylène polyphényl isocyanate (pMDI sous forme liquide).

La colle urée formaldéhyde est la plus largement utilisée des résines employées

dans les composites à base de bois. Dans notre projet, l’urée formaldéhyde était déjà

présente sur les fibres MDF1 et MDF2. La colle sur les MDF1 (10% de la masse totale

anhydre) a été activée lors de la fabrication. Cependant sa durée de vie est limitée à cause

de la polymérisation à température ambiante. Au-delà d’une quinzaine de jours de

conservation en milieu contrôlé, il n’est plus raisonnable d’utiliser la fibre préencollée

comme telle. Chaque jour qui suit l’encollage, la colle perd de son pouvoir adhérent, les

propriétés en sont donc affectées. Les MDF2 sont encollées de nouveau avec un autre

adhésif (pMDI), l’UF étant inactive (Xing, 2003). La polymérisation de l’UF nécessite, à

des fins d’optimisation, de travailler à une température et une humidité bien définies (en

général pour ce type de matériau (MDF) la polymérisation se fait avec un minimum de 100-

110°C au cœur du matériau et une teneur en humidité H comprise entre 8% et 14%).

La colle pMDI est un isocyanate dont l’encollage est effectué en laboratoire. Il

s’agit du produit commercial Isobind® 1088 polymeric MDI de la société canadienne Dow

Chemical Company. Elle est composée à 100% de poly méthylène polyphényl isocyanate

contenant du 4,4’ méthylène bisphényl isocyanate majoritairement. Ce produit, sous forme

d’un liquide brun visqueux à température ambiante, est relativement dangereux tant du

point de vue des contacts cutanés que des inhalations. La mise en oeuvre par encollage

nécessite donc des installations appropriées. La masse volumique du pMDI est de 1,28

g/cm3, sa viscosité à 25°C est de 150-250 cP et le pourcentage de groupements isocyanate

est d’environ 31%.

58

2.2.2.3 Les interactions des constituants avec la colle pMDI Grâce aux analyses DSC, les interactions entre la colle pMDI et les autres

polymères ont été étudiées. En effet, l’analyse enthalpique différentielle est un outil

commun à de nombreuses méthodes thermiques. Cela permet la mesure de la chaleur

associée à un processus chimique donné. Il existe trois principales techniques d’analyse

thermique disponibles pour les études dynamiques DSC : « single-heating rate », « multi-

heating rate » et « isothermal method ». La méthode « single-heating rate », que nous avons

employée, fournit une information cinétique à partir d’un unique balayage dynamique.

L’information obtenue peut se présenter sous la forme de la chaleur de réaction totale (∆H),

de l’énergie d’activation (∆Ea), l’ordre de la réaction (n) et le pic de température (Tp) de la

réaction. Le ∆H est obtenu par l’intégration de l’aire sous la courbe exo ou endothermique

du thermogramme DSC divisée par la masse sèche de l’échantillon. L’énergie d’activation

∆Ea est calculée par un modèle cinétique à l’ordre nième (Riedl, 2002).

L’ensemble des balayages dynamiques réalisés pour les différents échantillons est effectué

à un taux de 10°C/min et sur une échelle allant de la température ambiante (20-25°C)

jusqu’à 220-250°C. La masse des échantillons varie de 3 à une dizaine de milligrammes.

Dans le cas des adhésifs, la DSC nous renseigne sur la vitesse de réticulation d’une résine

thermodurcissable ou encore sur le nombre de liens chimiques établis. Les

thermodurcissables requièrent souvent un apport de chaleur pour polymériser. Cette

réticulation chimique entraîne la formation d’un réseau tridimensionnel macromoléculaire.

La plupart des adhésifs/résines thermodurcissables suivent une cinétique simple en

première approximation (Equation 2-1) :

nRTEaKT

)1(exp /0 αα

−=∂∂ ∆− Éq. 2-1

α = % d’avancement de la réaction (fractionnal conversion) ∆Ea énergie d’activation (J/mole), K0 facteur pré-exponentielle (s-1), n ordre de la réaction, T température en K et R constante des gaz (8,314 J/mole K) Les réactions des différents constituants avec le pMDI ne seront pas traitées par la suite.

Les quelques résultats expérimentaux suivants révèlent le comportement particulier de

chacun vis-à-vis de l’adhésif :

59

Différents mélanges à base de pMDI et des constituants des WPC ont subi

une analyse DSC. Le taux de résine est le même pour chacun des essais (50% de

pMDI par échantillon). Tous les échantillons contenant du PP voient leur chaleur de

réaction totale (∆H) diminuer ce qui indique une baisse de réactivité. Ce phénomène

s’explique bien par l’analyse DSC d’un mélange pMDI/PP qui ne révèle aucune

réticulation de l’adhésif mais uniquement le point de ramollissement du PP (courbe

exothermique). Le thermoplastique et le pMDI ne réagissent pas ensemble. Au

contraire le bois sous formes de fibres MDF ou de sciure de B.R permet à l’adhésif

de polymériser. Ce sont les groupes hydroxyles du bois qui permettent l’initiation de

la réaction (formation d’uréthane). Le ∆H obtenu pour le mélange pMDI/B.R

moitié-moitié est plus élevé que celui du mélange pMDI/MDF (178 Jg-1 pour 147

Jg-1). L’adhésif semble avoir une plus forte réactivité avec la sciure de B.R.

2.2.2.4 La cire

Une faible proportion de cire (paraffine ou stack wax) est ajouté lors de la

fabrication. Elle sert de lubrifiant. De plus, c’est un agent dispersif hydrophobe. La densité

de la cire est de 0,8.

2.3 Mise au point des plans d’expériences L’apport d’un polymère thermoplastique pour accroître le fluage de la matière lors

de la mise en forme peut se faire de différentes manières. Une première solution consiste à

mélanger de façon homogène le polymère, sous forme de fibres ou granulés, ou en

émulsion, aux fibres de bois. Le mélange à sec a été le seul cas traité. Une seconde solution

consiste à insérer le polymère en couches entre plusieurs matelas fibreux, de manière à

réaliser un stratifié. Le polymère peut être inséré sous forme de films d’épaisseurs variables

ou de fibres. Cette solution a également été envisagée. Afin de couvrir le plus de solutions

possibles, un plan d’expérience préliminaire a été mis au point. Par la suite, les premiers

résultats d’aptitude au post-thermoformage nous ont conduit à mettre en place un second

plan d’expérience beaucoup plus restreint quant aux types de solutions pratiquées.

60

2.3.1 Plan d’expérience préliminaire Le matériau de référence de cette étude est le panneau de MDF. L’objectif étant

d’obtenir des matériaux qui soient des panneaux post-thermoformables, cela nous a conduit

à avoir une première approche assez large de ce à quoi ils pourraient ressembler. Le

caractère exploratoire du projet a abouti, dans un premier temps, à la conception de

mélanges homogènes, de stratifiés ou de solutions mixtes. Ces trois types de préparations

conformées (figure 2-8abc) sont pressés à chaud afin de réticuler la colle et d’obtenir un

panneau WPC de moyenne densité. Chacun des WPC est ce que l’on a précédemment

appelé un composite hybride contenant des fibres de bois, un thermoplastique et une résine

thermodurcissable.

Lors de l’étude du cintrage à chaud de panneaux de MDF, Planche (1999) a

déterminé un seuil de courbure relative maximale au-delà duquel un délaminage du

panneau est engendré. La fissuration se produit au cœur du panneau, la zone de plus faible

cohésion, mais également dans les zones où le gradient de densité est le plus élevé (figure

2-9). Ces résultats sont confirmés par le travail de Schulte et Fruhwald (1996ab). La

courbure maximale obtenue est assez faible et interdit tout post-thermoformage.

Figure 2-8 : Les trois types de WPC réalisés (a. mélange homogène b. stratifié c. mixte)

61 La mise en évidence de ces zones d’endommagement a guidé le positionnement des

couches thermoplastiques lors de la fabrication des stratifiés. En effet les aptitudes

d’élongation et de déformation à chaud du thermoplastique sont concentrées aux endroits

faibles du panneau. Les composites possèdent : soit une couche localisée au centre, soit

trois couches localisées selon la figure 2-8. Selon le format du panneau, la fraction de

plastique varie, globalement, de 0 à 30%.

Figure 2-9 : Délamination d’un panneau MDF

Le plan d’expérience préliminaire se divise en type de mélanges thermoplastiques et

se subdivise en fonction de la nature des fibres de bois incorporées au composite WPC1

(tableau 2-6).

Tableau 2-6 : Plan d’expérience préliminaire (WPC1)

Composite Fibres de bois (70 à 90%) Thermoplastique Type de mélange

MDF1

¾ MDF1 + ¼ F.L* Bois/PP1 ¾ MDF1 + ¼ B.R**

Fibres PP1 ~15 mm 10% ou 30% du composite

Homogène ou stratifié

MDF1

¾ MDF1 + ¼ F.L* Bois/LDPE ¾ MDF1 + ¼ B.R**

Films LDPE 1 à 3 couches

5 à 30% du composite stratifié

Bois/PP1/LDPE MDF1 (85%) 10 % de fibres PP1

+ 5 % de films LDPE

Mixte Homogène/stratifié

* : fibres longues Phaltex ; ** : bois rétifié® Les composites mixtes sont tout simplement formés de matelas fibreux bois/PP1

dans lesquels des films LDPE sont intercalés (figure 2-8c).

62

2.3.2 Second plan d’expérience Le second plan d’expérience ne comporte que des composites préparés selon des

mélanges homogènes qui sont vraisemblablement ceux qui répondent le mieux à la

problématique du post-thermoformage. Les résultats qui seront présentés au §5.4.1

justifieront un tel choix.

Le plan d’expérience comprend trois modalités pour le PP2 (de plus faibles

dimensions que PP1) à l’intérieur desquelles il peut être ou non ajouté un certain

pourcentage de l’agent de couplage. Les mélanges contiennent tous en majorité des fibres

de bois, qui sont : soit des fibres MDF2 ; soit des MDF2 et des fibres F.L ; soit des MDF2 et

de la sciure B.R.

Tableau 2-7 : Plan d’expérience (seconde élaboration : WPC2)

Composites bois/plastique en mélange homogène : pourcentage Pi

PPP2 0 15 avec 0 ou 3% de MAPP

30 avec 0 ou 3% de MAPP

Pbois 100 85 70 PMDF2* 100 75 100 75 100 75 PF.L* 25 0 25 0 25 0

PB.R* 0

0 25 0

0 25 0

0 25

Pcolle (pMDI) 8% de la masse anhydre de bois/polymère

Pcire 1% de la masse anhydre de bois/polymère * les proportions de MDF2, B.R et F.L sont seulement exprimées en pourcentage de la masse de bois. Seules les combinaisons en gras ont été réalisées pour des raisons purement techniques et

logistiques. Cela est uniquement dû à des problèmes rencontrés lors de la réalisation

(notamment la limitation de la quantité de certaines matières premières et l’accès aux

équipements spécifiques).

Ce type de plan d’expérience est un plan factoriel qui est malheureusement incomplet au

niveau des résultats. Un tel dispositif expérimental est toutefois soumis à certaines règles

qui ont été suivies le plus méticuleusement possible. Ces règles ou principes de

planification d’expérience sont la distribution aléatoire, le contrôle local et l’utilisation de

63 répétitions des unités expérimentales (principes de Fisher, Cochran et Cox, 1957). Cette

démarche va nous permettre l’emploi d’analyse statistique autre que les simples statistiques

descriptives.

2.4 Élaboration des composites bois/plastique L’élaboration de panneaux composites bois/plastique suit une série d’étapes qui

sont, à quelques modifications près, celles d’un procédé classique d’élaboration d’un

panneau composite à base de fibres de bois. Les différentes étapes que sont le calcul des

proportions, le mélange et l’encollage ainsi que la conformation et la thermocompression

du matelas, font l’objet de sections distinctes. Afin d’avoir une vision globale de

l’élaboration, les procédés employés pour la fabrication d’un panneau commercial MDF

vont être rapidement énoncés.

2.4.1 Élaboration d’un panneau de fibres de moyenne densité L’élaboration de nos WPC possède beaucoup de similitude avec celle des panneaux

MDF. En effet, la démarche adoptée étant d’adapter une technologie de l’industrie du bois à

des composites bois/plastique, il est apparu raisonnable de partir sur la base d’un panneau à

base de bois en pleine expansion, d’autant plus que nos matériaux sont principalement

constitués de fibres MDF.

Les panneaux de fibres de moyenne densité se fabriquent en plusieurs étapes. Ces étapes

sont globalement les mêmes pour tous les produits MDF commerciaux (MDF, 1998).

1. Les rondins sont écorcés et découpés en plaquettes (dimensions indicatives : 20*20*6 mm3).

2. Les fibres sont préparées par cuisson des plaquettes sous une pression de vapeur puis par défibrage grâce aux disques rotatifs d’un raffineur (procédé TMP)

3. Les fibres sont encollées par vaporisation sous forte pression de fines gouttelettes sur le mélange fibre/vapeur, et ce directement à la sortie du défibreur. Pour un panneau encollé à l’urée formaldéhyde le taux de colle est d’environ 10-12% de la masse de résine sèche par rapport au bois sec.

4. La teneur en eau est ramenée de 100 à 10% à l’intérieur d’un séchoir tubulaire où il existe un flux d’air chaud.

64

5. Les fibres sont conformées pour obtenir un matelas par dépôt, répartition et aplanissement. Par la suite, le matelas est consolidé à froid puis découpé aux bonnes dimensions.

6. La cohésion et les caractéristiques du panneau, par polymérisation du mélange collant, sont assurées par le cycle de presse. La technologie utilisée est soit statique (presse multi-étage), soit continue (défilement des matelas). La thermo-activation de la colle UF est faite à environ 180°C en surface. Le cycle permet d’obtenir un profil de densité tel que les surfaces soient beaucoup plus denses que le centre (1,1 pour 0,75 de densité moyenne). L’état de surface est meilleur ainsi que les propriétés de flexion.

7. L’opération de finition consiste à refroidir et stabiliser les panneaux en humidité puis à les calibrer et enfin les poncer. Le ponçage ou sablage permet en particulier d’avoir la densité maximale en surface et donc une porosité moindre aux zones exposées.

Dans les paragraphes suivants, nous allons voir comment a évolué ce processus pour être

adapté aux WPC.

2.4.2 Calcul des proportions des différents mélanges Dans cette étude, les composantes de nos WPC sont les fibres de bois, le

thermoplastique, la colle ou agent liant, la cire ou agent dispersif, un agent de couplage

(MAPP) et de l’eau. Précédemment, nous avons décrit trois modalités de fibres de bois à

notre disposition : les fibres MDF; les fibres longues (F.L) et la sciure de B.R. L’association

avec le thermoplastique se fait de deux façons différentes. Les composantes bois sont

mélangées seules puis, soit le thermoplastique est mélangé sous forme de fibres de la

manière la plus homogène possible, soit il est incorporé en couches (fibres ou films) pour

former un stratifié.

2.4.2.1 Les mélanges homogènes Deux catégories de mélanges homogènes ont été réalisées, correspondant chacune à

l’un des plans d’expérience. La première catégorie est assez simple de réalisation car

l’encollage est déjà fait et on ne contrôle donc que les masses de bois et de plastique. La

seconde catégorie est plus délicate à calculer car nous avons entièrement conçu le mélange

et en particulier la phase d’encollage. Nous allons donc présenter les calculs pour les

mélanges homogènes du second plan d’expérience, la démarche étant valable pour d’autres

composites à base de bois.

65 Le calcul des proportions pour les mélanges homogènes est effectué en fraction

massique. La quantité d’eau est importante, et par conséquent doit être clairement

identifiée. En effet, l’eau est présente dans le bois sous la forme d’humidité, et doit être en

quantité adéquate lors de la fabrication. Une trop grande proportion d’eau nuirait au

processus de polymérisation et à la cohésion alors qu’un manque d’eau nuirait au transfert

thermique à l’intérieur du panneau lors du pressage.

Voici les principaux critères pris en compte lors des calculs de proportions des ébauches

des WPC2 :

• La concentration de chaque composante s’exprime comme un pourcentage de la masse anhydre de bois/plastique.

%1000

0 enMM

CBP

i

i×= Éq. 2-2

Dans cette équation, i est le composant considéré et M0BP la masse anhydre de bois et de thermoplastique (i.e. M0BP=M0B+M0P+M0A avec M0B=M0MDF+M0F.L+M0B.R). M0B pour le bois, M0P pour le PP et M0A pour l’agent de couplage MAPP.

• La masse volumique des panneaux est apparente et donnée pour une certaine teneur

en humidité H qui doit être spécifiée.

3, / mkgen

VM

H

HHapparente =ρ Éq. 2-3

• Le liant pMDI est sous forme liquide mais n’est pas une solution aqueuse comme

peut l’être l’urée formaldéhyde. • Lors des opérations d’encollage et des manipulations une certaine quantité de

matériau est perdue. Il est donc nécessaire de prévoir un coefficient correctif qui consiste à majorer le calcul final de 10% (Cloutier, 2000).

Une fois ces critères explicités, un résumé de la quantité en pourcentage attribuée à chaque

composante est montré au tableau 2-8.

Tableau 2-8 : Concentrations prédéfinies selon le plan d’expérience

Teneurs Pourcentage Concentration Ci humidité finale : HPa 8% Xeau = 0,08

liant : pMDI 8% CL = 0,08 cire 1% Ccire = 0,01

66 La teneur en thermoplastique est variable car c’est l’un des paramètres du plan

d’expérience, la teneur en agent de couplage est directement reliée à la teneur en

thermoplastique. Ces concentrations sont calculées sur la masse anhydre de bois et de

plastique M0BP (masse anhydre référence).

( ) ( )( ) kgenCCX

MMLCIREEAU

HPaBP +++=

1*10 Éq. 2-4

MHpa correspond à la masse humide du panneau. La quantité d’eau à ajouter va varier en fonction de la quantité de matière ligneuse

(possédant déjà une humidité de 5% pour MDF2) présente dans le composite. Il est

important de noter que le matelas devra avoir une humidité de 10% pour optimiser le

processus de pressage et notamment avoir le meilleur profil de densité possible. Avant

l’encollage chacune des composantes possède une humidité propre. Les fibres de bois

quelque soit leur nature seront séchées pour avoir une humidité stabilisée à 5% alors que le

thermoplastique et le MAPP sont à l’état anhydre. En ce qui concerne le thermoplastique, il

est composé uniquement de polypropylène ou bien il peut contenir 3% d’agent de couplage

qui n’est autre que du polypropylène maléaté (MAPP). Cette proportion de MAPP se

substitue au PP2 i.e. au lieu d’avoir 15% ou 30% de PP2, les composites contiendront 12%

de PP2 avec 3% de MAPP ou 27% de PP2 avec 3% de MAPP voir tableau 2-9.

Tableau 2-9 : Concentrations et masses de PP2 et MAPP

Masses de PP2 et de MAPP pour un panneau (kg) CP 0 0,15 (0,12+0,03) 0,30 (0,27+0,03)

MP (PP) 0 0,2528 0,2023 0,5055 0,4550 MA (MAPP) 0 0 0,0505 0 0,0505

Afin d’avoir une idée précise des proportions et des masses réelles nécessaires à

l’élaboration d’un WPC2, les composition massique et en proportion de l’ensemble des

panneaux composites envisagés sont résumés dans le tableau 2-10.

67

Tableau 2-10 : Composition massique des matelas fibreux de mélange homogène

Masses des composants à utiliser pour l’encollage (kg)

Coefficients des concentrations de bois et de plastique Ci

MP 0 0,2528 kg 0,5055 kg

CP 0 0,15 ou (0,12+0,03 MAPP) 0,3 ou (0,27+0,03 MAPP)

MBOIS 1,9462 kg 1,6542 kg 1,3623 kg CBOIS 1 0,85 0,7

MMDF 1,9462 1,4596 1,6542 1,2407 1,3623 1,0217

CMDF* 1 0,75 1 0,75 1 0,75

MF.L 0 0 0,487 0 0 0 0,414 0 0 0 0,341 0 CF.L* 0 0 0,25 0 0 0 0,25 0 0 0 0,25 0

MB.R 0 0 0 0,487 0 0 0 0,414 0 0 0 0,341 CB.R* 0 0 0 0,25 0 0 0 0,25 0 0 0 0,25

MH2O 0,12448 kg 0,16368 kg 0,20288 kg

MLIANT Masse constante : 0,1348 kg

MCIRE Masse constante : 0,01685 kg

Masse du mat à 10% d’humidité 2,0203 kg (pour ébauche à presser) Matières ligneuses à 5% d’humidité et coefficient de pertes compris En gras les compositions réalisées

2.4.2.2 Les stratifiés et les composites mixtes L’élaboration des ébauches pour les stratifiés se décompose en deux phases. La

première phase consiste à déterminer la quantité de plastique et de bois en fonction du

nombre et de l’épaisseur des films LDPE. Selon le nombre de couches à insérer, la masse

de chacun des matelas est calculée. Il n’y a donc pas de difficulté particulière puisque les

stratifiés font partie du plan d’expérience préliminaire, et que par conséquent il n’y a pas

lieu de tenir compte de l’humidité autrement qu’en conditionnant les fibres MDF1 à environ

10% de teneur en humidité.

La démarche est sensiblement la même pour les composites mixtes (issus du plan

d’expérience préliminaire) avec toutefois une attention particulière pour le calcul de la

composante plastique puisqu’il y a présence de films et de fibres.

68

2.4.3 Préparation de l’ébauche (matelas fibreux encollé) Les quantités à mélanger sont clairement identifiées. L’étape suivante consiste à

mélanger toutes ces composantes selon un certain ordre et en respectant certains critères.

L’intégrité des composés (par exemple la géométrie des F.L) doit être respectée ce qui

implique de prendre des précautions bien que l’on cherche à obtenir le mélange le plus

homogène possible. Les composés sont donc mélangés individuellement pour séparer au

mieux les fibres, la plupart du matériel étant fibreux.

2.4.3.1 Mélange des composites WPC1 Il n’y a pas de phase d’encollage lors de la préparation des ébauches pour les

composites WPC1. Toutefois, il est nécessaire d’avoir un mélange de bonne qualité. Afin de

remplir cet objectif, les constituants sont mélangés à l’aide d’un mélangeur rotatif avec air

comprimé, habituellement utilisé pour l’encollage de copeaux de bois (OSB) voir figure 2-

10.

Figure 2-10 : Vue intérieure du mélangeur rotatif ; matelas fibreux (LRBB, France)

Le mélange est ensuite conformé sous la forme d’un matelas fibreux pré-pressé à

température ambiante (figure 2-10). La conformation est une étape simple où le souci

principal est d’avoir une bonne répartition manuelle des fibres (« handsheet forming »). Il

s’ensuit un pré-pressage pour obtenir un matelas d’épaisseur raisonnable dans lequel un

thermocouple est inséré (au cœur du matériau). Ce pré-pressage s’effectue dans un caisson

aux dimensions requises par la petite presse expérimentale conçue pour ce projet au LRBB.

69 Les ébauches sont contraintes à mesurer 180 mm par 180 mm soit une surface de 0,0324

m2. L’épaisseur visée est de 7 mm afin d’obtenir des pièces d’un facteur de forme

acceptable pour considérer qu’il s’agit d’éprouvettes de type poutre (soit un rapport

supérieur à 18 selon NF EN 310 B51-124).

2.4.3.2 Mélange homogène et encollage des composites WPC2

L’ « ENROBEUR », présenté plus loin au chapitre 3, que l’on peut qualifier de

mélangeur rotatif sous jet d’air pressurisé sert à la réalisation de ce travail. Le début du

travail consiste à mélanger de petites quantités de ces différents constituants en utilisant

toujours le même équipement. Un mélange global est effectué dans un plus gros mélangeur

du même type que celui utilisé pour l’encollage.

Une fois prêt, il ne reste plus qu’à distribuer la cire puis à encoller au pMDI et à

ajouter la quantité d’eau suffisante. Ces trois étapes se déroulent dans la même matinée et

juste avant la mise sous presse. L’ensemble subit donc un brassage supplémentaire lors de

l’ajout d’eau puis lors du dépôt de la cire et de l’adhésif. L’encollage au pMDI est

dangereux et nécessite le port d’un masque à gaz avec filtre et un mélangeur confiné

(Matériel FORINTEK©). Vu les dimensions du mélangeur il faut une certaine quantité de

matière pour espérer avoir une distribution homogène de la colle. Cette condition impose

que l’on fasse des mélanges pour trois panneaux identiques (soit plus de 6 kg) ce qui a

fortement compliqué la réalisation du plan d’expérience. La composition des panneaux

étant complexe le tableau 2-11 propose une indexation des WPC2.

Tableau 2-11 : Indexation des composites rattachés au second plan d’expérience

Indexation des mélanges et des composites WPC2

PP Ø 15 % 30 %

MMDF/Mbois 1 0.75 1 0.75 1 0.75

MAPP sans Ø 3% Ø 3% Ø 3% Ø 3%

Mélanges 0

100 0

0 75 0

15 100 0

15 100 3

15 75 0

15 75 3

30 100 0

30 100 3

30 75 0

30 75 3

En gras l’indexation des composites réalisés (par exemple : l’index 15,75,3 correspond à un mélange contenant 75% de fibres MDF parmi les fibres de bois, 15% de PP2 dont 3% sont substitués par du MAPP).

70

L’homogénéité du mélange est cruciale et malgré le soin apporté, certains

constituants forment des agglomérats, ceux-ci créent des hétérogénéités source de

faiblesses pour le composite. C’est notamment le cas des fibres F.L et d’une partie des

fibres PP2 enrobées au MAPP (l’amélioration progressive du procédé a fortement réduit la

présence de ces dernières hétérogénéités).

Au même titre que les ébauches des WPC1, les matelas fibreux sont compactés, à

température ambiante, aux dimensions requises pour la presse de l’Université Laval. La

prise de la température au cœur du matériau, qui est une donnée très importante, est assurée

par un thermocouple.

Ces panneaux composites WPC2 sont fabriqués selon les dimensions de la presse. Le

panneau a donc une surface de 0,2576 m2 (soit 0,56 m par 0,46 m) nettement supérieur aux

WPC1. La densité du composite se doit de rester dans le domaine des panneaux de fibres de

densité moyenne, c’est pourquoi la cible retenue est de 0,7 à 8% de teneur en humidité. Le

standard d’épaisseur choisi est onze millimètres. C’est à partir de ces considérations et du

plan d’expérience mis en place que ces panneaux ont été élaborés.

2.4.4 Processus de consolidation par thermocompression La thermocompression est une étape courte mais primordiale pour les propriétés

mécaniques et physiques du panneau WPC. La densité, et plus précisément le profil de

densité selon l’épaisseur du panneau, est certainement le paramètre le mieux à même de

caractériser le produit. L’étude de Wang et Winistorfer (2000) décrit en détail les phases

successives amenant à la création du profil de densité d’un panneau composite à base de

bois. Ils distinguent deux périodes correspondant à la fermeture de la presse et au maintien

de la position de la presse. La première période, dite de consolidation, se compose d’une

compression uniforme suivie d’une compression non uniforme. La seconde période se

divise en trois phases : une compression couplée à un effet de relaxation du centre du

panneau ; une compression au centre avec un effet de relaxation des zones surfaciques ; et

enfin la relaxation globale du panneau. Les interactions et paramètres jouant un rôle dans le

processus de mise en forme sont présentés sous la forme de la figure 2-11.

71 La multiplicité des paramètres rend l’optimisation fastidieuse. C’est pourquoi dans notre

projet nous avons privilégié la reproduction la plus proche possible d’un cycle classique de

MDF. L’influence des paramètres de mise en forme et du comportement du bois lors de ce

procédé, sur les propriétés d’un panneau de bois, relié à sa densité, ont fait l’objet de

nombreux travaux (Wang et al, 2001ab ; Dai, 2001 ; Pritchard et al, 2001ab ; Winistorfer

et al, 2000 ; Bolton et al, 1989abc ; Humphrey et Bolton, 1989 ; Haselein, 1998 ; Dai et

Steiner, 1993 ; Irle, 1999 ; Ramli, 1995 ; Suchsland, 1967 ; Zombori et al, 2001 ; Thoemen

et Humphrey, 1999 ; Suo et Bowyer, 1994).

Réticulation de l’adhésif

Transfert de chaleur et d’humidité

Comportement rhéologique

Température

Teneuren humidité

Pressionde vapeur

Propriétés du produitTemps sous presse

Consomnation énergétique

densification

Contraintesde relaxation

Réticulation de l’adhésif

Transfert de chaleur et d’humidité

Comportement rhéologique

Température

Teneuren humidité

Pressionde vapeur

Température

Teneuren humidité

Pressionde vapeur

Propriétés du produitTemps sous presse

Consomnation énergétique

densification

Contraintesde relaxation

Figure 2-11 : Principaux paramètres influençant les composites à base de bois pendant et après mise en forme (adapté de Bolton et Humphrey, 1988)

2.4.4.1 Processus de consolidation : spécificités des WPC1 La consolidation des WPC1 est réalisée grâce à la mise au point d’un procédé de

fabrication maîtrisé. À cette fin, un dispositif de compression par des plateaux chauffants a

été développé au LRBB, France. Les échantillons sont aux dimensions de la presse, soit une

surface de 180 mm de coté. L’épaisseur du panneau a été limitée par la capacité de la

presse, ce qui a conduit au choix d’un panneau de 7 mm. Le dispositif installé sur une

machine d’essai ADAMELTM, figure 2-12, offre la possibilité de travailler à 180°C pour

des pressions allant jusqu’à 10 tonnes. Le contrôle de la température a été assuré par des

thermocouples positionnés à la surface et au cœur de l’échantillon. Le cycle de presse a été

inspiré du cycle de presse des panneaux commerciaux de l’usine Willamette à Morcenx,

France. L’efficacité du procédé a été contrôlée par des profils de densité qui se sont révélés

72 assez proche du profil idéal en forme de U. La durée du cycle est gouvernée par la

température au cœur du matériau (durée inférieure à 10 minutes). Cette dernière doit être

suffisante pour ramollir le thermoplastique afin qu’il diffuse correctement.

Figure 2-12 : Dispositif expérimental de thermocompression

(LRBB, Université Bordeaux I)

L’allure du cycle de presse est schématisée par la figure 2-13. Les courbes caractéristiques

de fabrication révèlent des comportements types pour chaque sorte de matériau. Cela

dépend des propriétés propres du polymère utilisé, de sa proportion dans le matériau, ainsi

que de sa distribution spatiale. Le procédé de fabrication se divise en quatre phases

distinctes :

• Phase I : densification des faces (pression de l’ordre de 3 MPa appliquée à vitesse élevée, suivie d’une décharge partielle)

• Phase II : mise à épaisseur finale de l’échantillon (pression inférieure au premier pic)

• Phase III : relaxation partielle due à la polymérisation de l’UF • Phase IV : relaxation secondaire due au ramollissement puis à la diffusion du

thermoplastique.

73

I II III IV

Pression

Temps

Température à cœur croissanteTempérature croissante au coeur

Figure 2-13 : Cycle de consolidation schématique d’un mélange WPC1

( I: densification; II: épaisseur finale; III: relaxation due à l’UF; IV: relaxation due au thermoplastique)

2.4.4.2 Processus de consolidation : spécificités des WPC2

Le cycle de presse, choisi pour les WPC2, est calqué sur celui d’un panneau MDF

encollé à l’UF d’une épaisseur de 16 mm. Ce panneau a été réalisé sur la presse de

l’Université Laval et présente des profils de densité très acceptables. Etant donné la plus

faible épaisseur de notre panneau, les natures différentes de nos constituants et le

changement de la colle utilisée, ce cycle initial n’est pas optimum pour les WPC2. Quelques

ajustements ont été faits sur un faible nombre de panneaux MDF2/pMDI, et ce

principalement à cause de la difficulté à obtenir l’équipement pour l’encollage et à la petite

quantité disponible des différents matériaux bruts. De plus, le contrôle du cycle est délicat à

modifier car le seul paramètre adaptable est la pression hydraulique du vérin commandant

les plateaux chauffants. Il s’agit donc d’un contrôle indirect de la vitesse des plateaux, qui

est très sujette aux variations du taux de compactage du matelas et à la nature des

constituants (géométrie et facilité d’interpénétration). La complexité du matériau WPC

nécessiterait de nombreux essais préliminaires et probablement une étude à part entière.

C’est donc un cycle peu modifié qui a été appliqué à l’ensemble des WPC2. Il faut noter que

la principale différence est le taux de compression du matelas lors de la phase de

surdensification. Il est plus élevé dans notre cas, ce qui amoindrit la surdensification des

surfaces (on passe d’un taux de 145% à un taux proche de 200% : épaisseur à la fin de la

première phase divisée par l’épaisseur finale en %). La stratégie globale du cycle de presse

est commune à tous les WPC2.

74 La figure 2-14 rend compte de la recherche des paramètres d’un cycle acceptable. Chaque

courbe décrit le cycle d’un panneau composite avec trois courbes représentant

l’optimisation du cycle sur des panneaux MDF2/pMDI et une courbe caractéristique des

WPC2. Il faut noter que les paramètres du cycle du panneau MDF2/pMDI référence sont la

base de l’ensemble des cycles des WPC2. La différence la plus remarquable est la durée du

cycle qui tient compte, pour les WPC2, de la nécessité de ramollir le thermoplastique lors de

la consolidation. Les courbes de la température au cœur du matériau sont des témoins

importants de l’état physique du thermoplastique lors du cycle de presse.

Figure 2-14 : Optimisation du cycle de presse des panneaux MDF2/pMDI comparaison avec le cycle des WPC2 calqué sur le MDF2/pMDI référence

Le cycle des WPC2 fournit moins d’information que celui observé pour les WPC1 car ce

dernier procède d’un contrôle en position (qui ne nécessite pas la fermeture de la presse sur

des cales), contrairement au contrôle indirect du déplacement par la vitesse du vérin. La

force, appliquée en fin de cycle, est donc fonction des contraintes internes du panneau. Ceci

nous donne la capacité d’observer l’influence de la diffusion du thermoplastique dans le

matelas fibreux après ramollissement (phase IV, figure 2-13).

Le cycle n’est autre que la pression hydraulique exercée sur le matelas par l’intermédiaire

des plateaux chauffants. La température des plateaux est de 205°C ce qui correspond à une

température de 195°C à la surface du panneau. On distingue deux phases dans ce cycle, une

75 première phase très courte de densification des surfaces du panneau et une deuxième phase

plus longue. Cette deuxième phase constitue la phase classique de polymérisation de la

colle (et c’est tout ce qu’elle contient pour la référence MDF2/pMDI, hormis la

décompression) puis une phase de ramollissement du thermoplastique et enfin une

décompression par palier. Le déroulement du cycle est programmé en vitesse et en temps.

Tout d’abord il y a une descente rapide des plateaux pendant 30 secondes, le taux de

compression est proche de 200% puis une lente descente de 2 minutes jusqu’à l’épaisseur

finale et enfin un maintien de la position pendant 6 à 10 minutes (ceci n’est valable que

pour les panneaux contenant un thermoplastique). Le but de ce découpage est d’obtenir

certains phénomènes qui sont dans l’ordre chronologique : la surdensification des faces du

panneau, la polymérisation de la colle pMDI et enfin le ramollissement du thermoplastique

et sa diffusion dans le matériau (amélioration de l’interpénétration). Le cycle ne rend pas

compte des relaxations puisque l’on impose à la presse d’être fermée sur les cales avant la

décompression.

40

100 200 300 400 500 600 700

80

120

160

200

Temps (secondes)

Tem

péra

tureà

coeu

r(°C

)

Schématisation de la courbe de température40

100 200 300 400 500 600 700

80

120

160

200

Temps (secondes)

Tem

péra

tureà

coeu

r(°C

)

Schématisation de la courbe de températureTem

péra

ture

au

cœur

(°C

)

Figure 2-15 : Courbes expérimentales de la température au cœur

des panneaux 15,75,0 B.R lors du cycle de presse

La durée nécessaire au ramollissement est donnée par la température au cœur du matériau

qui doit atteindre un niveau assez élevé pour modifier le thermoplastique (figure 2-15). La

température arrive d’abord à un palier aux alentours des 110°C (évaporation de l’eau) puis

76 monte régulièrement jusqu’à des températures supérieures à 150°C, pour les WPC2

contenant du plastique. Le point de fusion du polypropylène se situe aux alentours de

162°C. La courbe de température varie plus ou moins en fonction de l’allure du cycle,

surtout en ce qui concerne la longueur du plateau à 100-120°C.

2.5 Conclusion Les matériaux bruts employés dans nos WPC2 ont selon leur catégorie une nature et

un comportement qui leur est propre. Ces distinctions ont été mises en exergue au mieux de

nos capacités d’analyses. Il est apparu clairement que les compositions massiques des

constituants naturels s’avèrent très différentes des compositions surfaciques. Les fibres

longues (F.L), choisies pour leurs grandes dimensions et leur facteur de forme élevé,

possèdent une surface assez différente du bois massif et réellement différente de celle de la

sciure de bois rétifié, choisie pour ces capacités hydrophobes. Cette observation est capitale

en terme d’interaction et de capacité d’adhésion des matériaux les uns avec les autres. Ce

point sera le sujet du prochain chapitre.

Le procédé d’élaboration des WPC est une adaptation assez fidèle du procédé des panneaux

MDF avec cependant l’apparition des difficultés liées à la présence du thermoplastique. Ce

processus de consolidation n’est pas anodin car il joue, comme nous le verrons par la suite,

un rôle important sur le comportement physico-mécanique des composites notamment de

par l’architecture structurale qu’il engendre.

Le caractère fortement exploratoire de cette étude a conduit à la réalisation partielle de deux

plans d’expériences. Le premier a eu pour but de couvrir un maximum de possibilités. Cela

a abouti à l’identification du type de composite possédant une réelle aptitude au post-

thermoformage, cette partie sera développée dans le chapitre 5. Le second plan a alors été

élaboré sur ces premières conclusions avec cette fois pour objectif de déterminer quels sont

les facteurs et leurs rôles sur cette aptitude de thermoformage. Le nombre de combinaisons

a conduit à la réduction des paramètres étudiés et les réalités expérimentales, techniques

ainsi que logistiques ont fini de réduire le nombre de composites effectivement étudié. A

partir d’un plan réduit de 15 combinaisons différentes, seuls 6 WPC2 ont pu être fabriqués

et caractérisés.

Références chapitre 2 Adnot A : Communication privée. Laboratoire d’analyse de surface, Université Laval (2002) Alén R, Kotilainen R, Zaman A : Thermomechanical behaviour of Norway spruce (picea abies) at 180-225°C. Wood Sci. Tech., 36, 163-171, (2002) Avat F : Contribution à l’étude des traitements thermiques du bois jusqu’à 300°C, transformations chimiques et caractérisation physico-chimiques. Thèse de doctorat de l’École des Mines de Saint-Etienne, France, (1993) Avat F et al : Caractérisation du bois rétifié. De la Forêt Cultivée à l’Industrie de Demain, 3ème Colloque Science et Industrie du Bois, Bordeaux, Tome 1, 323, 14-15 mai (1990) Bolton A.J et Humphrey P.E : The hot pressing of dry-formed wood-based composites I. A review of literature, identifying the primary physical processses and the nature of their interaction. Holzforschung, 42(6), 403-406, (1988) Bolton A.J, Humphrey P.E, Kawouras P.K : The hot pressing of dry-formed wood based composites part III : Predicted vapour pressure and temperature variation with time, compared with experimental data for laboratory boards. Holzforschung, 43(3), 199-206, (1989a) Bolton A.J, Humphrey P.E, Kawouras P.K : The hot pressing of dry-formed wood based composites part IV : Predicted variation of matress moisture content with time. Holzforschung, 43(5), 345-349, (1989b) Bolton A.J, Humphrey P.E, Kawouras P.K : The hot pressing of dry-formed wood based composites part V : The importance of stresses in the press mattress and their relevance to the minimisation of pressing time, and the variability of board properties. Holzforschung, 43(6), 406-410, (1989c) Bourgois J et Guyonnet R : Characterization and analysis of torrefied wood. Wood Sci. Tech., 22(2), 143-155, (1988) Bourgois J, Bartholin M.C, Guyonnet R : Thermal treatment of wood, analysis of obtained product. Wood Sci. Tech., 23, 303-310, (1989) Cloutier A : Panneaux agglomérés I. Cours SBO-17195 du département des sciences du bois et de la forêt de l’Université Laval, (2000) Cochran W.G et Cox G.M : Experimental designs. 2nd edition, New York, Wiley, (1957) Dai C : Viscoelasticity of wood composite mats during consolidation. Wood Sci. Tech., 33 (3), 353-363, (2001) Dai C et Steiner P.R : Compression behavior of randomly formed wood flake mats. Wood Fib. Sci., 25(4), 349-358, (1993) de Lange P.J et Mahy J.W.G : TOF-SIMS and XPS investigations of fibers, coating and biomedical materials. Fresenius’ J. Anal. Chem., 353, 487-493 (1995)

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Chapitre 3 Adhésion des WPC

3. Adhésion des WPC : Amélioration de l’interface Tout au long des chapitres précédents nous avons évoqué l’adhésion et les

propriétés d’interface ou de surface des composites bois polymère (WPC). Nous allons

présenter et discuter les principaux aspects liés à l’adhésion ainsi que son rôle. Enfin, nous

exposerons un procédé original de modification d’interface développé pour améliorer la

cohésion de nos WPC.

3.1 Interface d’un matériau composite : notion d’adhésion La notion d’adhésion ne peut être dissociée de la nature des surfaces impliquées.

Ces dernières présentent des propriétés qui les rendent plus ou moins idéales. Le bois est un

bon exemple de surface irrégulière, rugueuse, poreuse et autres caractéristiques non

souhaitables. La surface conditionne donc fortement les possibilités de liens chimiques ou

mécaniques représentant l’adhésion à l’interface entre deux matériaux. Cette interface

prend différentes formes et conduit au concept d’interphase. L’interphase est une zone entre

les deux adhérents, dans laquelle il existe un gradient de concentration des deux

composants. Cette zone est plus ou moins large et plus ou moins performante. L’interphase

se crée par interdiffusion entre deux plastiques, par diffusion d’un adhésif dans le bois ou

dans un matériau poreux. C’est donc à l’interface ou dans l’interphase qu’agissent les

forces qui sont à l’origine de l’adhésion. Ces forces sont regroupées en mécanismes qui

décrivent une adhésion mécanique, par diffusion, électronique et par adsorption. C’est la

nature de la surface (chimie, porosité, basse ou haute énergie, rugosité, etc.) qui permet ou

non la présence simultanée des différents mécanismes.

Les mécanismes de liaison font appel à des considérations théoriques complexes. La

théorie des liaisons chimiques propose plusieurs types de liens intermoléculaires plus ou

moins forts (lien van der Waals, lien hydrogène ou lien acide-base ; Fowkes, 1987). La

morphologie de l’interphase joue, quant à elle, un rôle prépondérant en ce qui concerne

l’adhésion mécanique. La théorie de l’adhésion fait aussi appel à la notion d’énergie de

surface et au phénomène de mouillage (Mittal, 1993 ; Geoghegan et Krausch, 2003).

L’interaction entre deux constituants d’un composite peut se décrire par le travail

d’adhésion. Le travail d’adhésion (Wad) correspond à la somme des énergies superficielles

83 des deux composants diminuée de l’énergie interfaciale. Cette grandeur représente le gain

d’énergie obtenu par le recouvrement d’un composant par l’autre et est donnée par la

relation de Young-Dupré. Elle dépend de l’angle de contact θ établi entre les deux

constituants et de l’énergie libre γm appelée tension de surface (Kinloch, 1987).

( )θγ cos1+= madW Éq. 3-1

En terme d’énergie de surface, il y a l’énergie libre de surface non polaire résultant des

forces dispersives de London et l’énergie de surface polaire résultant d’interactions du type

dipôle-dipôle, dipôle induit et liaison hydrogène. Le rôle du mouillage apparaît donc

primordial pour l’adhésion de l’interface qui est le lieu privilégié du transfert des

contraintes entre la matrice et le renfort (Fiedler et al, 1998). Si l’on considère un matériau

neutre comme le polypropylène qui n’est capable que d’interactions de dispersion, le travail

d’adhésion sera uniquement déterminé par l’énergie de surface dispersive des deux

composants. Au contraire, les fibres cellulosiques possèdent une énergie de surface

majoritairement polaire. Les tensions de surface de différents bois oscillent entre 40 et 54,3

mJ/m2 (approche de Lifshitz-van der Waals/acide-base et autres ; Gardner, 1996). Il faut

aussi noter le caractère faiblement acide du bois en général (pH : 4,3-5,9). La température,

de par l’agitation moléculaire, entraîne une réorientation des macromolécules et une

migration des extractibles vers la surface dont l’énergie est modifiée selon Gardner et al

(1995).

C’est donc en gardant à l’esprit ces notions qu’il faut appréhender l’interface

bois/polymère.

3.1.1 Interface bois/polymère Les liaisons créées à l’interface entre les fibres de bois et les polymères déterminent

les propriétés physico-mécaniques des matériaux composites. L’interface bois/polymères

thermodurcissables a été très largement étudiée et, en réalité, est souvent une interface

bois/adhésif/bois permettant une meilleure et plus large utilisation des ressources

forestières. L’interface bois/polymères thermoplastiques pose beaucoup plus de problèmes

puisqu’il s’agit d’une association contre nature entre des compositions chimiques

antagonistes.

84

3.1.1.1 Interface bois/polymères thermodurcissables Les polymères thermodurcissables bien qu’étant des adhésifs sont dans le cas des

composites à base de bois principalement liés au bois par une adhésion mécanique. La

pénétration de l’adhésif à l’intérieur des pores ou infractuosités de la matière ligneuse

permet, une fois la polymérisation complétée, d’attacher les deux composants (Shi et

Gardner, 2001 ; Frazier et Jianwen, 1998 ; Buckley et al, 2002 ; Pizzi, 1983). Les colles,

pour le matériau bois, les plus utilisées comme l’UF ou la PF ne développent aucun lien

chimique avec la matière ligneuse. Toutefois, certains travaux ont mis en évidence la

capacité des adhésifs isocyanates (pMDI, figure 3-1) à former des liens chimiques avec le

bois, en plus des liaisons mécaniques (Marcinko et al, 1995 ; Pizzi et Mittal, 1994 ;

Kurimoto et al, 2000).

BOIS

L’adhésif pMDI est mécaniquement liéet chimiquement lié au bois

L’adhésif PF est pris dans le boisLe lien est uniquement mécanique

BOISBOIS



BOISBOISBOIS



BOISBOIS

Figure 3-1 : Comparaison de l’adhésion bois/thermodurcissables

(adapté de Frazier et Jianwen, 1998)

Les propriétés d’adhésion de cette interface proviennent des caractéristiques

mécaniques (rigidité) des adhésifs qui donnent un composite ayant une bonne cohésion. Le

transfert des contraintes est bien assuré.

Le groupe isocyanate est chimiquement actif avec les composés contenant de

l’hydrogène réactif tels que les groupes fonctionnels hydroxydes du bois et en particulier

les groupes hydroxyles de la cellulose (Sun et Hawke, 1996). Par réaction entre ces derniers

et les isocyanates, il peut y avoir formation d’un uréthanne (figure 3-2). Par la suite, une

seconde réaction entre l’isocyanate et l’eau ou l’uréthanne entraîne la formation d’une

85 amine. Il est intéressant de noter que la lignine réagira beaucoup plus rapidement que

l’holocellulose (meilleure accessibilité des sites ; Joly, 1995).

Figure 3-2 : Formation d’un uréthanne par réaction cellulose-isocyanate

3.1.1.2 Interface bois/polymères thermoplastiques Les compositions chimiques antagonistes du bois et des polymères thermoplastiques

interdisent tous liens autres qu’un lien mécanique entre ces deux types de matériaux. De

plus, de par ses caractéristiques ductiles, le transfert de contraintes n’est pas assez efficient

pour assurer une cohésion suffisante. Il faut avoir à l’esprit que les thermoplastiques ne sont

pas utilisés pour les mêmes raisons que les adhésifs. Il s’agit de profiter des caractéristiques

mécaniques du bois ou dans certains cas comme le nôtre, de conférer des aptitudes

« plastiques » à des composites à base de bois.

Une des caractéristiques importantes de l’interface entre les fibres cellulosiques et la

matrice provient de la nature même du constituant cellulosique. En effet, les groupes

hydroxyles seront d’autant plus accessibles s’ils se trouvent dans des régions amorphes. A

l’inverse, les difficultés seront plus importantes pour les régions cristallines de structure

compacte et ordonnée. Ce sont ces différences de cristallinité entre les différents types de

matériaux lignocellulosiques dont il faut aussi tenir compte (Liu et al, 1994).

La nature de la surface, des différents constituants que nous avons employés,

conduit à diverses possibilités d’interfaces bois/thermoplastique. Cette interface est d’autant

plus efficace en terme d’adhésion que le polymère est polaire, ce qui n’est pas le cas du PP

ni du polyéthylène. Cette spécificité du bois, donc du B.R, de même que celle des F.L, est

due aux modifications présentées au §2.2.1.

Compte tenu de cette incompatibilité et des problèmes qui en découlent, il est apparu

nécessaire de mettre au point des solutions palliatives via l’usage de traitements ou

d’additifs (§3.1.2).

Cellulose OH + R NCO Cellulose O C

O

N R

H

Cellulose OH + R NCO Cellulose O C

O

N R

H

86

3.1.2 Modification de l’interface bois/thermoplastiques Il existe de nombreuses techniques afin de rendre compatible le bois et les

thermoplastiques, permettant ainsi la mise en place de liaisons chimiques au niveau de

l’interface. Lu et al (2000) dénombrent pas moins d’une quarantaine d’agents de couplage

utilisés dans les composites fibres de bois/polymère synthétique. Ces diverses techniques

peuvent être divisées en deux catégories : les méthodes de modification physiques et les

méthodes chimiques. Le but de ces modifications est l’amélioration de l’adhésion par la

création de liaisons qui n’existaient pas jusqu’alors. La surface est donc au cœur de l’action

et subit les modifications.

3.1.2.1 Les méthodes physiques de modification de la surface Les méthodes physiques telles que le calandrage, l’étirement, les traitements

thermiques et autres techniques n’entraînent pas de modification chimique. Néanmoins, les

méthodes physiques induisent un changement des propriétés structurelles et surfaciques de

la fibre cellulosique ou de la matrice thermoplastique.

Les agents dispersifs (cires, paraffine) sont largement utilisés dans les composites à base

de bois qu’ils soient ou non associés à des polymères thermoplastiques. D’autres additifs

comme les élastomères et les plastifiants sont utilisés. Ces produits agissent sur des

propriétés spécifiques qui entraînent des modifications de surface permettant d’améliorer

directement le composite ou indirectement en facilitant sa fabrication (changements des

paramètres du procédé : baisse de la température, homogénéisation du mélange, diminution

des contraintes mécaniques lors du processus). De nombreux travaux sur les WPC traitent

des effets de ce type de modification et des améliorations qui en découlent.

Les traitements par décharges électriques (corona, plasmas froids) sont très efficaces sur

les polymères non actifs comme les polyoléfines. La modification des fibres cellulosiques

par ce type de méthode a connu plusieurs succès dans le cadre d’études sur les composites

WPC (propriétés mécaniques, réduction de la viscosité au point de fusion). Le traitement

Corona, ou effet couronne, est une technique d’activation de surface par oxydation. Cela se

traduit par une augmentation de la concentration des groupements aldéhyde lors de

l’activation de la surface du bois. On obtient sensiblement le même type d’action avec les

87 plasmas à basse température. La variété de modifications possibles avec les plasmas

provient du choix du gaz impliqué dans le traitement. L’oxygène entraînera la formation de

groupes plutôt acides (accepteurs d’électrons), alors que l’azote ou l’ammoniaque

entraînera la formation de groupes plutôt basiques (donneurs d’électrons). Ce type de

solution par décharge électrique nécessite toutefois une technologie assez complexe. Les

mêmes remarques s’appliquent aux traitements aux plasmas, froids ou chauds (Denes et al,

1999 ; Podgorski et al, 2000).

La mercerisation, bien que ce ne soit pas vraiment une technique ‘physique’, est une

ancienne technique de modification chimique couramment pratiquée par l’industrie textile

du coton. Il s’agit d’un traitement alcalin en température qui tend à être adapté aux fibres

naturelles. Certaines caractéristiques mécaniques et d’absorption sont améliorées par la

mercerisation. L’estérification de la cellulose par substitution des groupes hydroxyles a

aussi été traitée par de nombreuses études (Jandura et al, 2000ab ; Hon et Chao, 1993 ;

Hassan et al, 2000).

L’irradiation par Ultra-Violet semble une méthode alternative simple et intéressante pour

greffer les surfaces polymères, notamment si l’on souhaite fonctionnaliser la surface de la

cellulose (Uyama et al, 1993).

D’autres techniques comme le traitement à l’ozone ou bien l’oxyfluorination,

habituellement dévolus aux polymères synthétiques (Uyama et al, 1993), ont été employées

pour des papiers lignocellulosique/polyéthylène (Chtourou et al, 1997). Il s’agit dans le cas

de l’ozonation d’introduire des groupes peroxyde à la surface du substrat. Il est possible,

par la suite de greffer des monomères par une autre technique, l’ozonation étant dans ce

genre de cas un prétraitement.

L’ensemble de ces méthodes physiques propose une gamme de solutions plus ou

moins faciles à mettre en œuvre. Les agents dispersifs et autres additifs présentés, par leur

facilité d’application, correspondent aux techniques physiques les plus largement répandues

dans le domaine des composites WPC bien qu’il existe un intérêt croissant pour les

méthodes au plasma.

88

3.1.2.2 Les méthodes chimiques de modification de la surface La modification de la surface par des méthodes chimiques a pour objectif de rendre

compatibles deux matériaux par l’introduction d’un troisième aux propriétés

intermédiaires. Le couplage réalisé permet l’association des fibres cellulosiques fortement

hydrophiles avec des polymères hydrophobes. Bledzki et Gassan (1999) classent les

mécanismes de couplage dans les matériaux comme suit :

• les faibles couches limites qui sont éliminées par les agents de couplage ; • les couches déformables qui sont produites par les agents de couplage. Ces couches

sont solides et flexibles ; • les couches contraintes qui correspondent à l’interphase fortement réticulée,

développée par l’agent de couplage. Le module de l’interphase est intermédiaire entre le polymère et le substrat ;

• le mouillage qui est amélioré via la diminution de l’angle de contact entre les deux matériaux ;

• les liaisons chimiques qui sont créées par les agents de couplage sous la forme de liaisons covalentes (distance interatomique et haute énergie) entre le polymère et le substrat ;

• les effets acido-basiques qui sont une altération de l’acidité de la surface du substrat par l’agent de couplage.

Ces mécanismes de couplage sont complexes, et au même titre que l’adhésion, ne peuvent

s’expliquer par l’unique théorie des liaisons chimiques. A l’instar de ces mécanismes de

couplage, il existe aussi un certain nombre de techniques capables de générer ces

couplages.

3.1.2.2.1 Les couplages chimiques

La méthode de couplage chimique est parmi les techniques de modification l’une

des plus importantes. Son principe repose sur la formation de ponts chimiques entre les

fibres cellulosiques et le polymère synthétique via le traitement de la surface avec un

composé (compound). Cette méthode peut se segmenter selon sa mise en œuvre.

Les agents de couplage proprement dit se divisent en trois grandes catégories : les

organiques, les inorganiques et les organiques-inorganiques. Datant du début des années

soixante, ce n’est qu’à la fin de cette décennie que l’on suggère l’utilisation d’un agent de

couplage pour améliorer les propriétés mécaniques des composites bois/polymères.

89

Les agents de couplage organiques sont les plus utilisés pour les produits à base

de bois. Ceux qui sont employés dans les WPC disposent dans leurs structures moléculaires

de groupes bi- ou multifonctionnels. Ce sont ces groupes qui interagissent avec les groupes

polaires de la cellulose et de la lignine pour former des liaisons covalentes ou hydrogènes :

1. Le traitement avec un composé contenant des groupes méthylols (-CH2OH) aboutit à la formation de liaisons covalentes stables et de liaisons hydrogènes avec les fibres cellulosiques (Lu et al, 2000). Les améliorations produites par un traitement au composé méthanol mélamine pour des composites cellulose/polyester insaturé portent sur l’absorption d’eau et sur les propriétés mécaniques humides (Hua et al, 1987ab).

2. Les traitements aux isocyanates sont plus fréquents et plus étudiés que le traitement précédent (Raj et al, 1988 ; Maldas et al, 1989abc ; Kotka el al, 1990 ; Maldas et Kotka, 1991 ; Gatenholm et al, 1992). Ils permettent une amélioration plus ou moins importante des propriétés physico-mécaniques soit par modification des fibres cellulosiques soit par la matrice polymère (PVC ou PS).

3. Les traitements aux anhydrides comme l’anhydride maléique (MA), l’anhydride succinique (SA ; Rozman et al, 1994) et autres (AA, PHA ; Chtourou et al, 1992) sont couramment utilisés dans les WPC. Les anhydrides possèdent deux groupes fonctionnels. Les deux groupes carboxyles (-COO-) peuvent se lier à la fibre de bois par estérification ou liaison hydrogène. Le MA, quant à lui, contient, en plus des carboxyles, une double liaison carbone-carbone (C=C). Ceci permet d’augmenter grandement la réactivité à la greffe de la liaison double carbone via un initiateur. La taille réduite de la chaîne moléculaire du MA atténue les améliorations d’adhésion et conduit à son utilisation dans des copolymères greffés (MAPP, MAPE, SMA, SEBS-MA). Le processus de liaison du MAPP avec le bois est présenté sur la figure 3-3 (Matuana et al, 2001 ; Grell, 2001).

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

=

M A P P

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

=

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

Mat

ière

cellu

losi

que

=

M A P P

Figure 3-3 : Liaison chimique MAPP / matière lignocellulosique

(adapté de Matuana et al, 2001)

90

4. Les acides acryliques et méthacrylates (MAA, MMA, GMA, EPMA) présentent une structure qui, à cause de ses similitudes avec l’anhydride maléique, laisse supposer une forte adhésion interfaciale (Chen et al, 1995).

5. La triazine et ses dérivés réagissent avec les groupes polaires du bois (essentiellement –OH) grâce à la formation de liens covalents (remplacement d’un chlore -Cl-). La réduction du nombre de groupes hydroxyles, du caractère hydrophile de la surface et la création d’un réseau entremêlé limitent la prise d’humidité et le gonflement des fibres cellulosiques (Zadorecki et Flodin, 1985 ; Zadorecki et Flodin, 1986).

6. Les copolymères par greffe sont produits de deux façons. Soit l’agent de couplage réticule une partie de la matrice polymère à la surface du bois et il y a formation d’un copolymère non polaire. Soit l’agent de couplage modifie la polarité de la matrice en la greffant avec des monomères polaires et on crée un copolymère greffé. L’adhésion interfaciale des WPC augmente significativement avec ces modifications. Il existe différentes méthodes de greffe: la xanthation, la radiation, la maléation, l’acétylation, la greffe de méthacrylate, des greffes d’époxydes ou d’autres agents de couplage (Lu et al, 2000). La méthode de maléation modifie une matrice polymère avec de l’anhydride maléique en présence d’un initiateur. Les applications du greffage du MA se font sur plusieurs polymères (PS, PE, PP et SEBS). Le polypropylène modifié à l’anhydride maléique (MAPP) est certainement le copolymère greffé le plus largement utilisé dans les WPC. Le MAPP y est présent sous la forme d’un polymère à haute masse moléculaire ou bien sous une forme à basse masse moléculaire (Mw<20000) comme l’Epolene E-43. Le nombre de fonctionnalités d’un agent de couplage (relié à ‘l’acid number’) est aussi une caractéristique importante. Ces deux facteurs influencent fortement l’efficience du MAPP sur l’amélioration des propriétés physico-mécaniques des WPC. Un nombre important de travaux a été consacré aux composites WPC contenant du polypropylène modifié à l’anhydride maléique qui est globalement l’agent de couplage le plus efficace (Krzysik et al, 1991 ; Coutinho et Costa, 1999 ; Mahlberg et al, 2001 ; Matuana et al, 2001 ; Chun et Woodhams, 1984). Il est à noter que les polymères maléatés sont habituellement enrobés sur les fibres cellulosiques avant leur mélange avec la matrice polymère ou tout simplement incorporés au mélange sous forme de poudre. La méthode au xanthate est une technique qui implique la xanthation de la cellulose avant la formation des radicaux libres et qui par la suite utilise la capacité de la cellulose xanthatée à former un couple oxydant-réducteur avec un agent adéquat (Young et Nguyen, 1979). Cette technique de xanthation de même que la méthode à l’acide péracétique sont les deux méthodes qui ont fait preuve d’efficacité avec la lignine contenue dans les fibres de bois. Cela n’est pas le cas des autres méthodes qui, bien qu’elles soient efficaces sur la cellulose pure, semblent montrer leur limite dès que la proportion de lignine devient non négligeable. L’acétylation et la stéréation sont des procédés assez similaires qui permettent un gain de poids polymérique plus ou moins important tout en modifiant différemment la surface (énergie libre, capacité

91

d’interaction polaire). L’acétylation est souvent présentée comme un moyen simple d’améliorer la stabilité dimensionnelle et la résistance à l’eau des WPC (Zafeiropoulos et al, 2002 ; Liu et al, 1994 ; Rowell et al, 1995). Rowell recommande un matériau plutôt sec lors de l’acétylation alors que Zafeiropoulos observe une meilleure accessibilité des sites hydroxyles pour une teneur en humidité de 5 à 7%.

7. Le greffage d’une chaîne en croissance sur la cellulose/bois correspond davantage à l’idée première que l’on peut se faire du greffage. En effet, dans ce cas précis, les sites greffés sont ciblés de façon minutieuse. Cette opération a déjà été réalisée à l’Université Laval par le passé (Lambert, 1994). En mettant en présence un agent initiateur, le tétrachlorure de titane et un co-facteur, soit un alkyl aluminium, en absence d’eau et d’oxygène, on polymérise sur la surface avec un lien covalent, après introduction du monomère, un polymère vinylique, semblable à celui de la phase continue. Il est possible d’obtenir des chaînes de haute masse moléculaire. L’adhésion se fait par enchevêtrement des chaînes moléculaires, de telle sorte que la délamination implique le bris de liens covalents. En d’autres termes, on a les mêmes propriétés que la phase continue et ce, en quelques nanomètres. Ces procédés sont très coûteux et ne trouvent d’application que dans des produits à très haute valeur ajoutée (nanocomposites, adhésifs dentaires).

Les agents de couplage inorganiques sont nettement moins importants dans les

composites WPC (Dalväg et al, 1985). Les silicates permettent par exemple de créer une

certaine compatibilité entre la fibre de bois et le polymère. Il faut noter que ce type d’agent

agit plutôt comme un agent dispersif qui contrebalancerait la polarité de la surface des

fibres de bois.

Les agents de couplage organiques-inorganiques sont des composés à structure

hybride dont la fonctionnalité organique régit l’efficacité de couplage. Les silanes et

titanates ont été employés dans les WPC. En particulier, les silanes, qui sont généralement

dévolus aux composites renforcés avec des fibres de verre, agissent comme un agent

dispersif mais leur couplage permet aussi d’améliorer la stabilité thermique ou

dimensionnelle de certains composites WPC (Elvy et al, 1995 ; Agrawal et al, 2000).

3.1.2.2.2 L’imprégnation des fibres L’imprégnation offre une meilleure combinaison de la fibre et du polymère. Les

fibres sont imprégnées dans des solutions polymères ou par dispersion d’un polymère de

faible viscosité qui sont, bien entendu, compatibles avec le polymère du composite WPC.

La difficulté provient pour bon nombre de polymères du manque de solvants disponibles.

92 Cependant l’imprégnation s’est avérée une solution intéressante dans le cas de composites

WPC à matrice PS ou PVC (Bledzki et Gassan, 1999 ; Gatenholm et al, 1992).

3.1.2.2.3 Changement de la tension superficielle Le changement de la tension de surface passe par la modification de l’énergie de

surface. L’énergie de surface est directement reliée à la nature hydrophile des fibres

cellulosiques. Par exemple, modifier l’énergie de surface de ces fibres avec de l’acide

stéarique améliore leur dispersion dans une matrice polypropylène. De même, l’usage

d’acétate de polyvinyle s’est montré bénéfique pour les propriétés mécaniques ou de

résistance à l’humidité de composites WPC à matrice polyester insaturé.

Il est intéressant de noter que certains silanes sont hydrophiles. Ils modifient donc la

tension de surface en conséquence. Ceci appauvrit l’adhésion et peut expliquer le faible

intérêt des silanes dans les WPC. Néanmoins, il existe des solutions comme le mélange de

silanes hydrophiles et hydrophobes. Certains silanes sont entièrement hydrophobes et

augmentent l’adhésion aux matrices polyoléfiniques.

3.1.2.2.4 Thermoplastification du bois Le bois peut sous certaines conditions se transformer en un matériau capable de

fluer thermiquement grâce à des modifications chimiques (Shiraishi et al, 1993). Il s’agit de

liquéfier ou plastifier le bois. La plastification peut s’effectuer à l’aide de modifications

chimiques comme l’estérification ou l’éthérification. L’ajout de plastifiants s’avère

nécessaire si le nombre de substitutions par des groupes polaires, responsable de la

plastification, est petit. La liquéfaction du bois emploie diverses techniques de dissolution

sur du bois traité ou non. Les applications peuvent par exemple prendre la forme de

mousses, ou de mélange avec des résines phénoliques sous la forme de solutions

phénoliques de bois qui sont formables par la suite.

Les travaux de Timar et al (2000ab), portant sur des préparations de bois avec des

propriétés thermoplastiques, sont de bons exemples de tentatives de thermoplastification du

bois.

93

3.1.3 La mise en œuvre des modifications Le prétraitement de la fibre cellulosique et des polymères grâce à l’utilisation

d’agents de couplage est appliqué dans le but d’améliorer les propriétés mécaniques des

WPC. Il existe deux méthodes de prétraitement : l’enrobage des fibres par les agents de

couplage ou la modification de la fibre et du polymère par copolymérisation par greffe.

Le traitement par enrobage est employé de quatre façons différentes dans les procédés de

fabrication des WPC. Ces méthodes sont le ‘compounding’, le mélange, l’imprégnation et

la projection. Il existe différents procédés du mélange. Le mélange direct à chaud des fibres

et du polymère tel le moulage par injection ou l’extrusion. On peut aussi effectuer un

malaxage des fibres et du polymère prétraités ou non traités (enrobage ou copolymérisation

par greffe). La greffe par copolymérisation a déjà été présentée (§3.1.2.2.1).

Par la suite, nous présenterons une méthode originale de mise en œuvre de l’agent

de couplage MAPP (§3.2) dans les composites fibres de bois/fibres de polypropylène

réalisés au cours de ce projet.

3.1.4 Caractérisation de l’adhésion, de l’interface et des surfaces L’adhésion se situe à l’interface entre les constituants. Afin de déterminer cette

adhésion avant ou après l’avoir modifiée, il existe différents moyens qui fournissent une

information plus ou moins directe de l’efficacité de cette dernière. La mise en relation des

caractéristiques d’interface et des propriétés des WPC est, de par son intérêt, l’objet

d’études axées sur l’analyse de l’interface (Liu et al, 1994).

Les techniques microscopiques sont nombreuses et nous renseignent sur la nature

physique de l’adhésion. Il s’agit, pour partie, d’imagerie de l’interface (MEB, microscopie

confocale, microscopie par fluorescence ou optique, AFM). La microscopie confocale, par

exemple, a permis de visualiser et quantifier la distribution d’une résine thermodurcissable

sur des fibres de panneaux MDF (Xing, 2003). Elle peut aussi, au même titre que l’AFM,

nous procurer une idée de la rugosité des surfaces (Lange et al, 1993 ; Demarty et al,

1996), ou alors tout simplement fournir une information dans un plan unique, et ce, grâce à

son principe de fonctionnement (Schmidt et Compton, 1992). La microscopie électronique,

94 comme le MEB, est suffisamment puissante, pour permettre une observation détaillée des

fibres, de leurs surfaces, de leurs parois, ainsi que de la morphologie de l’interface avec une

très grande résolution. C’est certainement la technique la plus largement utilisée lors de

l’étude des WPC (Shaler et al, 1995 ; Mott et al, 1995 ; Oksman et Clemons, 1998 ;

Sreekala et al, 2001 ; Sreekala et al, 2002 ; Malhberg et al, 2001 ; Boeglin et al, 1996 ;

Timar et al, 1999 ; Aranguren et al, 2000 ; Rosenqvist, 2001 ; Smith et al, 2002 ; Backman

et Lindberg, 2002 ; Sain et al, 1994). Il faut noter que le bois n’est pas un composé adapté à

cette microscopie puisqu’il est nécessaire de métalliser le bois au préalable, bien qu’il

existe maintenant des microscopes de type « environemental » où la métallisation est moins

poussée. Les techniques, dites spectroscopiques, donnent, quant à elles, davantage

d’informations sur la nature ou la composition chimique de l’adhésion (FTIR : Hassan et

al, 2000 ; Kazayawoko et al, 1999a ; IR : Timar et al, 2000ab ; XPS : Matuana et al, 2001 ;

RMN : Jandura et al, 2000b ; rayons X : Kazayawoko et al, 1999b). La spectroscopie XPS

détaillée au §2.2.1.2 a mis en évidence les spécifités des surfaces composant nos WPC. Les

analyses thermiques de type DSC, TG, TMA ou DMTA sont précieuses en ce qui concerne

l’évaluation des liaisons crées lors d’une cinétique de température. La compréhension de la

réticulation des adhésifs, utilisés pour les WPC, doit beaucoup à ces techniques (Kamoun et

al, 1998 ; Follensbee, 1990 ; Follensbee et al, 1993 ; Frazier et Jianwen, 1998 ; Steiner,

1987 ; Park et al, 1999 ; He, 2003 ; Onic et al, 1998). La réticulation du pMDI avec les

autres constituants de nos WPC a été traitée par analyse DSC au §2.2.2.3.

La caractérisation des possibilités de liaisons à l’interface peut aussi s’effectuer via des

techniques plus spécifiques comme l’angle de contact ou la chromatographie gazeuse

inversée (IGC : Schreiber et Lloyd, 1989). Dans ce cas particulier, il s’agit de techniques de

caractérisation de surface, pas d’interface. Les grandeurs mesurées sont celles qui sont

présentées dans l’expression du travail d’adhésion (équation 3-1). Selon Riedl et Matuana

(2001), l’IGC, bien que plus délicate à mettre en œuvre, se révèle plus précise et plus

sensible que l’angle de contact, notamment en ce qui concerne les sites de hautes énergies

et les substrats très poreux ou poudreux. L’analyse de WPC, avec des surfaces modifiées ou

non, par la chromatographie gazeuse inversée a permis à Zafeiropoulos et al (2002) de

vérifier les possibilités de liaisons à l’interface.

95

Outre ces techniques empruntées à l’ingénierie chimique, il existe aussi des

possibilités de caractérisation mécanique, plus ou moins directe, de l’adhésion. Les essais

comme la traction perpendiculaire utilisés pour les panneaux composites à base de bois, ou

le « single fibre pull out test» sont les plus courants. Le « pull out test» permet de

déterminer l’adhésion d’une fibre prise dans une matrice. Toutefois, Beckert et Lauke

(1997) mettent en avant le fait, qu’il n’est pas évident que ce test mesure réellement

l’adhésion puisque des effets de non linéarité, comme la friction ou l’inélasticité de la

matrice, risquent d’interférer. Toutefois, l’association de l’imagerie microscopique et du

« pull out test» autorise l’observation de l’allure de la surface de rupture entre deux

matériaux. Une bonne adhésion exclut la présence d’une rupture à l’interface (Simonsen et

al, 1998). L’essai de traction perpendiculaire est normé pour les matériaux bois, et est

considéré comme un bon indicateur de la qualité de l’adhésion (Cook et Chiu, 1997). En

effet, ce sont principalement les liaisons avec la colle qui assurent la cohésion du matériau.

Toutes ces méthodes de caractérisation peuvent être associées afin d’optimiser les

résultats obtenus. Elles sont complémentaires, et même si elles fournissent parfois des

informations similaires, les moyens employés diffèrent. La complexité des mécanismes

d’adhésion nécessite cette diversité qui peut, à l’occasion, ne pas s’avérer totalement

efficace.

3.1.5 Résumé sur l’adhésion des WPC Le choix du traitement de couplage nécessite la définition de la concentration et de

la structure chimique des agents de couplage ainsi que la prise en considération de la forme,

de la taille et de l’espèce de la fibre de bois et de la matrice. Il est important de tenir compte

du ratio de fibre de bois, du procédé de fabrication et de l’utilisation finale du produit.

Globalement, pour chaque type de composites WPC, il existe un traitement de surface

capable d’améliorer significativement ses caractéristiques. Les effets sont variées et font

l’objet du §1.5.1.4.

Si l’optimisation des composites WPC est souhaitée, il est évident qu’il faut profiter au

mieux de l’association des constituants et de leurs performances. La qualité de cette

association passe par l’interface. C’est pourquoi il nous a semblé judicieux de décrire les

96 mécanismes en jeu dans l’adhésion. Du point de vue mécanique, il est important de rappeler

que l’interphase est le lieu privilégié du transfert des contraintes entre la fibre cellulosique

(le renfort) et le polymère synthétique, communément appelé la matrice (Banerjee et al,

2002).

3.2 Méthode originale d’amélioration de l’interface La nature de l’interface bois/plastique nécessite d’être améliorée. L’utilisation d’un

agent de couplage, en particulier du MAPP, est assez répandue dans la fabrication des

composites bois/plastiques. Généralement le MAPP est ajouté à la composition (autour de

3% semble une quantité optimale dans la littérature ; Oksman et Clemons, 1998) sous forme

de poudre et est dispersé et distribué aléatoirement dans le composite au même titre que les

autres constituants. L’originalité de notre démarche provient du fait que la distribution et la

répartition du MAPP sont contrôlées. Le MAPP est dans notre cas enrobé sur les fibres de

thermoplastique à l’interface même entre le bois et le thermoplastique. L’agent de couplage

se situe donc exactement à l’endroit précis où l’adhésion doit être modifiée et améliorée.

Les techniques d’enrobage nécessitent de déposer une mince couche de MAPP (quelques

molécules) sur la surface désirée. La réalisation de ce dépôt implique dans notre cas que le

MAPP soit en solution. Après de nombreux essais, le toluène est apparu comme le meilleur

solvant. Toutefois, cela nécessite un apport de chaleur assez conséquent, et le MAPP est

alors rapidement soluble dans le toluène pour une température d’environ 80-85°C. Tant que

la solution est maintenue à une température proche de 85°C, il y a évaporation du toluène

mais la solution reste très peu visqueuse. Si la température chute, il se forme un gel, puis

après une évaporation totale du toluène un précipité apparaît (sorte de poudre compacte).

Ce phénomène est d’autant plus rapide que la chute de température est violente.

3.2.1 Conception d’un « enrobeur » La mise en œuvre d’une technique d’enrobage nécessite de disposer d’un matériel

adapté à ce type de procédé. Le procédé utilisé est fortement inspiré des techniques

d’encollage des résines des composites à base de bois comme le MDF ou les panneaux de

particules. Toutefois, la nature du produit et les trop grandes dimensions des malaxeurs à

résines nous ont fait renoncer à utiliser le matériel existant. Un mélangeur de petites

97 dimensions (de capacité 20 litres) capable de projeter une solution contenant le MAPP sur

des fibres de polypropylène a été conçu. La diffusion de la solution est assurée par une buse

tel qu’illustré à la figure 3-4.

Figure 3-4 : Dispositif expérimental d’enrobage (Université Laval)

3.2.2 Procédé d’enrobage : « coating » Le principe du procédé est assez simple alors que sa mise en pratique a posé de

nombreux problèmes d’ingénierie.

3.2.2.1 Principe du « coating ».

L’objectif est d’enrober la surface des fibres PP2 avec l’agent de couplage. Nous

devons donc disperser le MAPP en solution dans du toluène sur les fibres PP2 par

l’intermédiaire de l’ENROBEUR. La solution est diffusée sous forme de bruine par une

buse sur les fibres PP qui sont mises en mouvement par les pales de l’axe rotatif. Une fois

la solution complètement dispersée, les fibres humides sont partiellement séchées grâce à la

rotation et à la ventilation maintenues dans l’appareil. La plus grande partie du toluène

s’évapore ainsi. Les fibres finissent de sécher à l’air libre sans autre manipulation.

D’un coté se trouve une entrée de gaz pressurisé (génératrice d’un faisceau

projecteur diffus) et de l’autre l’entrée de la solution, qui est elle-même entraînée par un

98 gaz pressurisé et par la gravité. L’ensemble du processus se fait sous une hotte aspirante

pour éviter l’inhalation des émanations de toluène.

3.2.2.2 Chimie du procédé Du point de vue de la chimie organique, la mise en solution du polypropylène

maléaté à l’aide d’un solvant ne génère aucun produit dérivé (figure 3-5). La solution

s’effectue à une température suffisante pour que le MAPP opère une dissolution. Il s’agit

d’une modification structurelle de la macromolécule qui se divise en molécules de tailles

plus réduites.

ToluèneM APP

+85°C

M APP en solution ToluèneM APP

+85°C

ToluèneM APP

+85°C

M APP en solution

Figure 3-5 : Mise en solution du MAPP dans du toluène

L’enrobage du PP crée des fibres de PP dont la formulation chimique de surface se

rapproche du MAPP. En effet, ce sont les chaînes de PP du MAPP qui vont se lier à celles

des fibres de PP par, dans un premier temps, accrochage mécanique lors du refroidissement

rapide de la solution puis par interdiffusion.

3.2.2.3 Procédé : description et difficultés. La mise en pratique de l’enrobage présente quelques difficultés. Les premiers essais

ont été effectués avec de l’eau. Cela a permis de régler les ouvertures de la buse afin de

connaître la pression nécessaire ainsi que le niveau d’ouverture du mécanisme de mélange

de la buse (rapport entre quantité de solution et la quantité d’air). Ces opérations donnent

accès aux différents débits possibles et donc au temps nécessaire à l’enrobage d’une

quantité de solution fixée (entre 0,5 et 1 litre).

Lors des premiers essais avec le MAPP en solution dans le toluène un problème

majeur est apparu. L’air sous pression refroidit dramatiquement la solution qui forme un gel

puis un solide ce qui bouche la sortie de la buse et le circuit d’alimentation. Le fait que la

99 solution soit chauffée n’est pas suffisant, le système de gaz sous pression et le réceptacle de

la solution sont donc chauffés. Les conditions d’utilisation devenant quelque peu

dangereuses, l’air est alors remplacé par de l’azote, un gaz inerte, afin d’éviter tout risque

d’explosion.

Une fois ces modifications effectives, le procédé se déroule selon les étapes suivantes :

1. Séparation des fibres de PP2 dans l’ « ENROBEUR » (rotation et air sous pression : 30 psi).

2. Mise en solution du MAPP (500 ml de toluène pour 25 à 50 g de MAPP). 3. Changement de gaz, l’air est remplacé par l’azote. 4. Mise en route de la séquence d’enrobage (rotation et spray). 5. Séchage des fibres enrobées (rotation avec une forte ventilation supérieure à

celle obtenue grâce à la buse) et séparation des fibres mouillées. 6. Séchage final à l’air libre.

Le déroulement de ce procédé nécessite une quarantaine de minutes pour compléter les 4

premières phases. La séquence d’enrobage est programmée pour une dizaine de minutes

mais le processus est régulièrement interrompu afin de nettoyer la buse. En effet, malgré le

système de chauffage, la rotation des fibres produit une obstruction récurrente de la buse.

Les fibres enrobées de MAPP collent au métal de l’appareil, ceci nécessite des

interventions qui expliquent la longue durée du processus. La phase 5 dure, quant à elle,

une quinzaine de minutes.

3.2.3 Analyse des fibres PP enrobées de MAPP : produit de l’enrobage La technique d’enrobage génère des pertes au cours de sa mise en œuvre. Il n’est

donc pas possible de quantifier précisément le taux d’enrobage pas plus que la répartition

du MAPP sur les fibres. Les seuls contrôles à disposition sont la vérification visuelle et la

mesure exacte des proportions de MAPP mis dans la solution. Afin d’avoir quelques

certitudes, les fibres de PP2 enrobées de MAPP sont analysées avec les différentes

techniques déjà employées pour l’analyse des constituants des composites bois/plastique.

Ces techniques sont l’analyse thermique et l’analyse de surface.

100

3.2.3.1 Analyse de surface (XPS) Les résultats sont présentés dans le tableau 3-1. L’analyse se fait sur une profondeur

de cinq nanomètres.

Les fibres de PP2 enrobées au MAPP présentent des compositions élémentaires de

surface similaires à la composition du MAPP en granulé. Cependant, ces résultats ne sont

pas différents d’une composition élémentaire de surface d’un matériau en polypropylène

quelconque. Il est donc difficile de quantifier ou même de conclure quoique ce soit sur la

présence ou non de MAPP à la surface des fibres PP2 car en général le PP possède des

compositions en carbone de l’ordre de 96-99% (Adnot, 2002). De plus, le MAPP n’a pas

une solubilité très différente du PP2. Il est donc impossible d’effectuer une mesure par

extraction.

Tableau 3-1 : Composition élémentaire de surface des fibres PP modifiées (XPS)

Carbone C (en %)

Oxygène O (en %)

Azote N (en %)

Si (%)

Granulés MAPP 98,6 (0,1) 1,4 (0,1) --- ---

Fibres PP2 enrobées au MAPP (1) 99,4 (0,1) 0,6 (0,1) --- ---

Fibres PP2 enrobées au MAPP (2) 98,2 (0,1) 1,4 (0,1) --- 0,4 (0,1)

(1) première série de mesure. (2) deuxième série pour vérification et confirmation des résultats.

3.2.3.2 Analyse thermique (DSC et TG)

3.2.3.2.1 L’analyse thermogravimétrique L’analyse thermogravimétrique, des fibres de PP2 enrobées au MAPP, montre que

le produit conçu présente les mêmes caractéristiques de dégradation que le MAPP ou le

PP2. Le produit n’est pas plus sensible à la chaleur ce qui permet de lui faire subir un

thermoformage sans craindre une détérioration du thermoplastique.

3.2.3.2.2 Analyse calorimétrique (DSC)

L’analyse DSC (figure 3-6) permet de confirmer la présence de MAPP sur les fibres

enrobées de par la nature du comportement des courbes et les comparaisons effectuées. Les

101 figures 3-6a, et b sont faites sur les fibres « PP2 enrobé au MAPP » (b) et sur une capsule

contenant à la fois du PP2 et du MAPP. L’allure de ces courbes est identique, ce qui

indique qu’il y a présence de MAPP sur les fibres de PP2. Le premier pic, qui n’apparaît

pas sur la figure 3-6a pour des raisons d’échelles, est bien présent sur l’analyse de la figure

3-6b. Ce comportement thermochimique n’existe pas pour des fibres de PP vierges, et de

plus correspond au pic observé pour le MAPP seul à des températures équivalentes (140-

145°C).

Figure 3-6 : Analyses DSC de l’enrobage

a. Comparaison des analyses DSC des constituants du PP enrobé de MAPP b. Mise en évidence de la présence de MAPP sur les fibres PP (DSC), en bas.

102 Le premier objectif est donc atteint, l’enrobage est efficient. Cependant, il serait intéressant

de quantifier exactement la quantité de MAPP déposée à la surface des fibres. Une tentative

de mise en correspondance de la grandeur thermodynamique ∆H (chaleur de réaction totale

par unité de masse) avec les masses des différents constituants a été entreprise. En effet, il

est possible de contrôler précisément les masses de PP et MAPP testées dans les

échantillons que sont les capsules remplies de MAPP (granulé) et de PP2 (fibres vierges).

Malheureusement, la comparaison a été rendue impossible car il n’y a jamais eu

conservation des bilans massiques. L’explication, de cette non conservation, provient

probablement d’une modification de la structure même des échantillons. Lors de l’enrobage

et de la mise en solution du MAPP, il est probable que la cristallinité des produits ait été

modifiée, et par conséquent le taux de matière capable de réagir au test DSC. Il n’est donc

pas possible, dans notre cas, de déterminer de manière simple le taux d’enrobage avec une

méthode DSC. Cependant, cette technique a révélé et confirmé la présence de MAPP dans

les échantillons de fibres de PP2 enrobées de MAPP, résultat visuellement observé au

préalable.

La mesure de l’angle de contact des différents produits pourrait éventuellement

quantifier cet enrobage, par l’intermédiaire des modifications des tensions de surface.

Toutefois, cela n’a pas été entrepris car la mesure d’angles de contact sur de petites fibres

est très délicate et extrêmement difficile.

3.2.3.3 Analyse microscopique : microscopie électronique à balayage (MEB)

La microscopie électronique à balayage est un puissant outil d’observation. Les

fibres de PP2 enrobées au MAPP ont été analysées, de même que des fibres PP2 vierges.

Les résultats sont venus confirmer nos supputations quant à la présence de MAPP à la

surface des fibres enrobées. La nature de l’enrobage, sous forme de brume, s’est manifestée

par une distribution du MAPP en particules dispersées ou agglutinées plutôt qu’une couche.

La figure 3-7 montre 4 photographies de fibres PP2 dont trois sont traitées au mélamine. La

photographie a rend compte du caractère extrêmement lisse de la surface du PP. Les

photographies b et d décrivent bien la nature de l’enrobage qui peut se faire sur des fibres

isolées ou sur des amas de fibres. Il faut noter que l’épaisseur de l’enrobage semble

103 conséquente, et qu’une fine couche serait vraisemblablement suffisante et plus souhaitable.

La photographie c dépeint la distribution du MAPP à l’échelle de quelques fibres.

La quantification du MAPP n’a pas été réalisable puisque le nombre de photographies

n’était pas adapté à l’éventualité d’une étude statistique par analyse d’images.

Quoiqu’il en soit, cette investigation s’est avérée bénéfique car nous sommes désormais

renseignés de manière formelle sur le type d’interface que nous avons créé.

Figure 3-7 : Photos MEB de la modification des fibres par enrobage au MAPP

3.3 Angle de contact et capacité d’adhésion des WPC2

Les capacités d’adhésion des différents constituants des WPC sont difficilement

mesurables de par la nature fibreuse de la plupart de ceux-ci. La notion d’angle de contact

présentée en introduction de ce chapitre est, néanmoins, à même de fournir des indications

sur le comportement de la surface des composites par rapport à l’eau et ainsi d’obtenir de

l’information sur l’adhésion. L’angle de contact s’interprète de la façon suivante : plus

l’angle est important moins la mouillabilité du substrat est importante. Cela signifie qu’un

composite plus hydrophobe aura un angle de contact avec une goutte d’eau plus important

qu’un matériau hydrophile.

104

Figure 3-8 : Goutte d’eau à l’équilibre sur une surface solide (adapté de Kinloch, 1987)

La figure 3-8 est directement reliée à l’équation de Young (équation 3-2). L’angle de

contact θt prend l’indice t pour indiquer à quel moment il a été mesuré. En effet, l’angle

évolue avec le temps et l’absorption du substrat.

tLvsLsv θγγγ cos+= Éq. 3-2

Avec γsv représente l’énergie libre de surface solide/vapeur, γLv pour liquide/vapeur, γsL pour solide/liquide. A l’aide d’un dispositif binoculaire avec caméra couplée à un système d’acquisition, des

mesures d’angles de contact de l’ensemble des WPC2 ont été réalisées grâce au logiciel

Photoshop (figure 3-9). Il s’agit d’un système proche d’un goniomètre.

Figure 3-9 : Mesure de l’angle de contact des WPC2

105 La goutte d’eau est de volume constant et de dimensions modestes pour que l’angle soit

indépendant de la taille de la goutte. La goutte est appliquée grâce à une seringue de

précision, son volume est d’environ 0,01 ml.

Voyons si nous pouvons établir un lien entre la capacité d’adhésion et les mesures de

mouillabilité. S’il est question de la mouillabilité de la surface des WPC2 et non des

constituants, ceci implique que les effets soient combinés et donc moins facilement

identifiables. Les résultats des mesures d’angles de contact sont résumés dans le tableau 3-

2. La mesure de l’angle a été effectuée toutes les 30 secondes sur une période de 2 minutes

30 secondes.

Tableau 3-2 : Angles de contact dynamiques des WPC2 avec l’eau (méthode de la goutte)

Angles de contact (°) WPC2 0 s* 30 s 60 s 90 s 120 s 150 s Référence

MDF/pMDI 124,3 6,43

123,0 5,67

121,6 6,47

120,8 6,5

119,9 6,47

118,8 6,66

30,75,0 F.L 129,1 4,08

127,7 3,91

126,9 3,97

125,8 3,79

124,8 3,81

124,0 3,86

15,75,3 F.L 130,0 5,00

128,5 5,89

126,8 5,5

126,39 5,67

125,76 5,64

125,0 5,60

15,75,0 B.R 134,7 1,92

133,8 2,31

133,3 2,38

131,9 2,37

131,4 2,48

130,9 2,41

30,75,0 B.R 129,9 5,55

130,2 5,87

129,0 5,76

127,4 5,40

126,4 5,74

125,9 5,76

30,75,3 B.R 122,3 6,82

123,4 4,14

122,8 4,28

121,4 3,87

120,8 3,47

119,7 3,43

Erreur type 0,98 0,91 0,92 0,89 0,90 0,92 * 0 s : angle de contact quasi instantané (mesure après dépôt de la goutte <1s), 30 s : 30 secondes, etc. Valeur moyenne avec son coefficient de variation en %. En italique : erreur type pour chaque groupe mesuré. Ces résultats ont fait l’objet, comme la majorité des résultats de cette étude, d’une analyse

statistique de type ANOVA (analyse de variance). Par la suite, nous allons décrire en détail

le type d’analyse statistique et les spécificités s’y rattachant au §4.1.4. Pour les angles de

contact, seuls les résultats seront discutés, l’analyse statistique complète se trouve dans

l’annexe A, tableau A-12.

La première remarque sur le tableau 3-2 est la relative stabilité des valeurs des angles de

contact au cours du temps pour l’ensemble des WPC2. Comparativement au bois massif, les

panneaux composites absorbent beaucoup moins vite, de sorte que, au bout des 150

secondes les gouttes conservent très largement leur géométrie. Les angles diminuent

106 graduellement à cause de l’absorption progressive de l’eau quelque soit le WPC2. Les

valeurs observées varient en moyenne entre 118° et 135°, avec environ 15° de variation à

l’intérieur d’un même groupe θt. Cela laisse supposer que la colle pMDI contenue dans les

panneaux est pour une grande partie à l’origine de leur faible mouillabilité.

Le fait que certaines valeurs sont très proches voir supérieures pour θ30s par rapport à θ0s

s’explique par l’incertitude expérimentale et la durée pendant laquelle la goutte se stabilise

après son dépôt.

La comparaison entre le composite référence MDF/pMDI et les autres WPC2 est très

significative du point de vue statistique pour chacun des θt. Globalement, les panneaux de

référence comportent les plus petits angles et sont donc les moins hydrophobes. Cette

constatation est somme toute logique puisque la composante thermoplastique est fortement

hydrophobe.

Les autres comparaisons, bien que statistiquement significatives, mettent en évidence des

différences qu’il est difficile d’interpréter dû à la combinaison des facteurs. Ceci renforce

l’idée que la colle joue, tout de même, un rôle prépondérant dans l’hydrophobicité des

WPC2. La présence de bois rétifié n’a pas été identifiée comme un facteur significatif par

rapport à la présence de F.L. Il est important de noter que les surfaces sont analysées avec

un nombre de gouttes restreint (une dizaine d’angles mesurés par type de composite). Il est

évident qu’un plus grand nombre de types de composites permettrait de séparer davantage

les facteurs impliqués.

L’analyse statistique ne permet pas de tirer de conclusion étant donné l’apparente

importance des effets couplés et des interactions entre les facteurs. Néanmoins,

l’interprétation qualitative du tableau 3-2 suggère les observations suivantes :

• Le composite 15,75,0 B.R possède systématiquement les angles de contact θt les plus élevés et se trouve être le panneau contenant le plus de sciure de bois rétifié. Ceci confirmerait le caractère hydrophobe du B.R et son rôle dans les WPC.

• Indépendamment du rôle des fibres naturelles, il semble que l’ajout de MAPP diminue les θt des WPC ce qui est cohérent avec les caractéristiques hydrophiles dues à l’anhydride maléique contenu dans l’agent de couplage.

107

Dans la littérature, les études sur l’angle de contact du matériau bois proposent

l’utilisation de la méthode du plateau de Wilhelmy (Gardner et al, 1991 ; Pétrissans et al,

2003). Cette technique permet d’obtenir un angle de contact en avançant et en reculant par

immersion d’un substrat rectangulaire dans l’eau. Elle a l’avantage d’effectuer ses mesures

sur une grande surface comparativement aux gouttes. Elle est généralement dévolue à

l’analyse de la surface lisse et sans défauts des polymères. L’analyse d’un matériau poreux

comme le bois ou ses dérivés pose une difficulté majeure : l’absorption due à la porosité.

En effet le principe de cette méthode est basé sur la mesure d’une force grâce à une balance

très précise. Malheureusement, l’absorption modifie beaucoup la masse, les dimensions des

échantillons au cours du test, et donc influence la mesure de la force. Il convient donc

d’être extrêmement prudent lors de l’usage de cette technique sur un substrat

hygroscopique et poreux. Pour ces raisons, plus que des valeurs d’angles de contact

proprement dites, Gardner et al (1991) ont, dans un premier temps, évalué l’eau absorbée

par comparaison entre les angles en avançant et en reculant. Puis, par la suite, ils ont été

jusqu’à déterminer les tensions de surfaces de contre-plaqués en mesurant la mouillabilité

versus différents liquides (courbes de Zisman). Les travaux de Pétrissans et al (2003)

portent sur des bois traités thermiquement. Les angles sont mesurés avant et après

traitement avec la méthode précédente. Le traitement améliore de beaucoup l’angle en

avançant qui peut atteindre jusqu’à 88,9°. Fort de ces études antérieures, les angles de

contact des WPC2 ont aussi été mesurés par la méthode de Wilhelmy. Les résultats obtenus

sont, cependant, peu convaincants. Ils sont mêmes contradictoires avec les précédents

résultats sur les WPC2 obtenus par la méthode de la goutte. La très grande porosité et la

rugosité de la surface des panneaux composites WPC est certainement à l’origine de ces

résultats différents. Il semble donc que cette technique soit à déconseiller pour les panneaux

fibreux, même s’ils sont plus hydrophobes qu’un bois massif. C’est d’ailleurs le cas de nos

composites. Les travaux de Wålinder et Johansson (2001) et Wålinder et Ström (2001) font

état de phénomènes perturbant la mesure pour la technique de Wilhelmy. « Wicking

effects » soit l’absorption capillaire, la contamination de l’eau par les extractibles, la

rugosité, le gonflement et autres hétérogénéités seraient à l’origine des difficultés

rencontrées.

108 A ce stade, il semble avisé de se contenter des résultats d’angles de contact obtenus par la

méthode de la goutte. La méthode de Wilhelmy sur des panneaux fibreux nécessiterait de

faire une étude précise sur les potentialités de son application.

3.4 Conclusion Le rôle de l’adhésion est capital car les interactions entres les surfaces des

constituants gouvernent pour partie le comportement physico-mécanique des composites.

Le transfert de contraintes de la matrice vers le renfort est dépendant de la qualité de

l’interface. Les thermoplastiques comme le PP ou le PE sont très peu ou pas du tout réactifs

ce qui nécessite l’emploi d’un agent dispersif et d’un agent de couplage pour améliorer

l’interface. L’agent dispersif est usuel pour les panneaux de fibres de bois. L’agent de

couplage, le MAPP, est l’agent le plus employé dans les WPC mais c’est la technique

d’application, la distribution et la localisation qui sont originales dans ce projet. Nous avons

ciblé le dépôt, contrairement aux distributions aléatoires usuelles, afin d’optimiser

l’efficacité de l’enrobage. La technique de dispersion en solution du MAPP dans du toluène

n’est pas optimale, elle s’avère pourtant efficace aux vues des résultats du MEB et des

résultats de cohésion qui seront présentés au §4.2.4. Malgré plusieurs tentatives (XPS,

DSC, MEB) il s’est avéré impossible de caractériser quantitativement l’enrobage avec les

outils dont nous disposions. Les indications qualitatives sont par contre précises puisque

l’analyse DSC confirme formellement la présence de MAPP sur les fibres de PP et que les

images MEB révèlent la distribution aléatoire, sous formes de petits agrégats, du MAPP à

la surface des fibres de PP. La technique d’enrobage proposée n’est vraisemblablement pas

envisageable au niveau industriel, néanmoins il est possible de modifier le procédé tout en

gardant sa spécificité au point de vue du mode de dispersion. En effet, une dispersion de

MAPP liquide (à l’état fondu, T>165°C), de façon un peu similaire à la dispersion de la cire

dans le procédé MDF, est une chose concevable qui ne présente pas à première vue de

difficultés majeures, ni de coûts démesurés, pas plus que cela ne représente un danger

particulier.

Le comportement de la surface des composites WPC2 a été caractérisé par la mesure des

angles de contact de ces derniers avec l’eau. Les résultats montrent des angles assez élevés

109 (>120°) pour l’ensemble des panneaux composites avec toutefois des angles plus petits

pour le panneau de référence. Ceci traduit la plus grande hydrophobicité des WPC

contenant une composante thermoplastique. Toutefois, les variations des angles de contact

ne sont pas si importantes ni entre les composites ni pour les différents temps de mesure.

En effet, la goutte reste en forme et n’est que peu absorbée au bout de 2 minutes 30

secondes. Ces dernières observations laissent à penser que la colle pMDI joue un rôle

prépondérant dans les qualités hydrophobes de nos panneaux fibreux. Il est délicat

d’attribuer un rôle bien précis aux différentes composantes des WPC2. Il semble néanmoins

que pour l’angle de contact l’impact du B.R sur l’hydrophobicité soit plus bénéfique que

les F.L. Les résultats du prochain chapitre sur les propriétés après absorption viendront

confirmer ces observations.

Références chapitre 3 Adnot A : Communication privée. Laboratoire d’analyse de surface, Université Laval (2002) Agrawal R, Saxena N.S, Sharma K.B, Thomas S : Activation energy and crystallization kinetics of untreated and treated oil palm fibre reinforced phenol formaldehyde composites. Mater. Sci. Eng., A277, 77-82, (2000) Aranguren M.I, Marcovich N.E, Reboredo M.M : Composites made from lignocellulosics and thermoset polymers. Mol. Cryst. Liq. Cryst., 353, 95-108, (2000) Backman A.C, Lindberg K.A.H : Interaction between wood and polyurethane-alkyd lacquer resulting in a decrease in the glass transition temperature. J. App. Polym. Sci., 85, 595-605, (2002) Banerjee D, Rho H, Jackson H.E, Singh R.N : Mechanics of load transfer from matrix to fiber under flexural loading in a glass matrix composite using microfluorescence spectroscopy. Compos. Sci. Tech., 62, 1181-1186, (2002) Beckert W et Lauke B : Critical discussion of the single-fibre pull-out test: Does it measure adhesion?. Compos. Sci. Tech., 57, 1689-1706, (1997) Bledzki A.K et Gassan J : Composites reinforced with cellulose based fibres. Prog. Polym. Sci., 24, 221-274, (1999) Boeglin N, Masson D, Pizzi A : Interfacial mechanical bonding by SEM of wood and plastic composites. Holz als Roh- und Werk-, 54, 48, (1996) Buckley C.J, Phanopoulos C, Khaleque N, Engelen A, Holwill M.E.J, Michette A.G : Examination of the penetration of polymeric methylene di-phenyl-di-Isocyanate(pMDI) into wood structure using chemical-state X-ray microscopy. Holzforschung, 56(2), 215-222, (2002) Chen M-J, Meister JJ, Gunnels DW, Gardner DJ : A process for coupling wood to thermoplastic using graft copolymers. Adv Polym Technol, 14(2), 97-109, (1995) Chtourou H, Riedl B, Ait-Kadi A : Reinforcement of recycled polyolefins with wood fibers. J. Reinf. Plast Comp. 11, 372-394, (1992) Chtourou H., Riedl B., Kotka B.V : Strength properties of lignocellulosic/Polyethylene paper with regard to treated polyethylene. Pulp proportion and interfiber acid/base interactions. Tappi J., 80(4), 141-151, (1997) Chun I et Woodhams R.T : Use of processing aids and coupling agents in mica-reinforced polypropylene. Polym. Compos., 5(4), 250-257, (1984) Cook D.F et Chiu C-C : Predicting the internal bond strength of particleboard, utilizing a radial basis function neural network. Eng. Applic. Artif. Intell., 10(2), 171-177, (1997) Coutinho F.M.B et Costa T.H.S : Performance of polypropylene-wood fiber composites. Polym. Test., 18(8), 581-587, (1999) Dalväg H, Klason C, Stromvall H.E : The efficiency of Cellulosic fillers in common thermoplastics part II, Filling with processing aids and coupling agents. Int. J. Polymeric Mater., 11, 9-38, (1985)

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Chapitre 4 Caractérisation physico-mécanique à température ambiante des WPC

4. Caractérisation physico-mécanique à température ambiante des WPC

Le comportement physico-mécanique à température ambiante des WPC réalisés se

fait via les méthodes généralement dévolues à la caractérisation des panneaux de fibres à

base de bois. Après une brève description des essais entrepris, nous allons commenter les

résultats obtenus pour les propriétés des WPC. La caractérisation du procédé de

consolidation se fait par l’analyse des profils de densité.

4.1 Méthodes de caractérisation physico-mécanique statique

4.1.1 Echantillonnage

4.1.1.1 Conditionnement Une fois les panneaux réalisés, ils sont entreposés dans une chambre climatisée

pendant au moins 48 h avant d’être découpés (en l’occurrence plusieurs jours ou semaines).

Les échantillons, une fois découpés aux dimensions requises par les différents essais, sont à

nouveau remisés sous atmosphère et humidité contrôlées. Les conditions de la chambre

sont une humidité relative de 60% et une température de 20°C ± 1°C ce qui correspond à

une teneur en humidité de 8-10% pour les WPC1 et une humidité d’environ 5 à 6% pour les

WPC2. L’usage d’une colle pMDI, non aqueuse, explique cette différence d’humidité entre

les composites.

4.1.1.2 Découpe des panneaux WPC1

Les panneaux WPC1 sont de dimensions modestes (250*250*7 mm3), compte tenu

de la presse expérimentale élaborée. Le principal essai réalisé dans un premier temps est un

test de flexion 5 points capable de nous renseigner sur l’aptitude au thermoformage de ces

composites (chapitre sur le thermoformage). Il s’agit donc d’éprouvettes de type poutre

ayant un facteur de forme approprié (soit un facteur supérieur à 18 selon NF EN 310 B51-

124). Par la suite, des tests de cisaillement longitudinal ont été faits sur des éprouvettes de

dimensions équivalentes.

118

4.1.1.3 Découpe des panneaux WPC2

Nous avons eu recours à deux plans de découpe distincts. Le premier plan concerne

uniquement les panneaux de référence 100% MDF encollés à un taux de 8% de pMDI.

Trois types d’éprouvettes sont prélevés de ces panneaux, des éprouvettes de flexion 3

points, des éprouvettes de traction perpendiculaire (IB) ainsi que des éprouvettes de

gonflement respectant toutes la norme ASTM D1037-89. Le second plan de découpe des

panneaux WPC2 tient compte de la nature particulière des essais en température envisagés

et de leurs caractéristiques. Il y a trois types d’éprouvettes : les éprouvettes de traction

perpendiculaire (IB), les éprouvettes de traction en température (en haltères) et les

éprouvettes de flexion en température. Les plans tiennent compte au mieux des contraintes

rencontrées. En effet, le nombre de panneaux identiques est limité à trois, chaque essai

nécessite un nombre d’éprouvettes suffisant, les éprouvettes doivent être distribuées de la

manière la plus représentative possible.

4.1.2 Profil de densité Le profil de densité donne une bonne indication de la qualité d’un panneau

composite. Pour un panneau de fibres type MDF, le profil idéal est appelé profil en U qui

signifie des surdensités aux surfaces pour un cœur au profil plat et dont la densité est

constante.

1200

1400

1000

800

600

4000,000 1,500 3,000 4,500 6,000 7,500 9,000 10,500 12,000

Masse Volumiquekg/m3

Épaisseur (mm)

Analyse des masses volumiques (kg/m3)Maximun 909,93Minimum 244,55Moyenne 612,32 Calculée 614,12

Figure 4-1 : Profil de densité d’un panneau MDF expérimental (8% pMDI)

119 Ce type de profil permet d’obtenir de meilleures propriétés de flexion (dues aux

surdensités) et une bonne cohésion du matériau (densité constante au centre). Le profil

découle directement du cycle de presse adopté et des constituants du panneau. En ce qui

nous concerne, un cycle de presse identique a été utilisé pour tous les panneaux. Cependant,

les résultats des profils de densité sont différents dès que le composite contient plus ou

moins de plastique ou de certains matériaux (sciure B.R, F.L). La présence de ces matériaux

aux morphologies diverses (sciure, poussières, fibres longues) entraîne un taux de

compactage avant consolidation plus ou moins faible qui réduit d’autant la possibilité de

création de zones surdensifiées. En effet, les thermoplastiques utilisés ne sont pas

compressibles, contrairement au bois.

6 5 0

7 5 0

8 5 0

9 5 0

5 5 0

4 5 0

M a sse vo lu m iq u e(kg /m 3)

0 .0 1 1 .0É p a isse u r d u p a n n e a u W P C 2 (m m )

D e ns ité m o yen n e : 0 .6 -0 .6 7M D F 1 e t 2W P C 2W P C 2

S c h é m a tis a tio n : P ro fil d e d e n s ité

6 5 0

7 5 0

8 5 0

9 5 0

5 5 0

4 5 0

M a sse vo lu m iq u e(kg /m 3)

0 .0 1 1 .0É p a isse u r d u p a n n e a u W P C 2 (m m )

D e ns ité m o yen n e : 0 .6 -0 .6 7M D F 1 e t 2W P C 2W P C 2

S c h é m a tis a tio n : P ro fil d e d e n s ité

Figure 4-2 : Profils de densité schématisés des WPC2 avec B.R ou F.L.

Les panneaux composites de référence qui sont des panneaux MDF encollés avec

une résine pMDI présentent des profils assez similaires (figure 4-1) à des panneaux

commerciaux avec toutefois un cycle peu optimisé, pour les raisons déjà évoquées au §2.4

sur l’élaboration des matériaux composites. Les panneaux composites bois/plastique ont

des profils beaucoup plus plats avec peu ou pas de présence de surdensification surfacique.

En fait, la cuisson du panneau est plus longue, le plastique se dilate et diffuse plus

lentement au cœur. La relaxation des contraintes est beaucoup plus longue et atténue les

effets du cycle de presse adopté (figure 2-14). La courbe de densité en pointillés gras

(figure 4-2) présente un WPC2 avec un faible pourcentage de plastique (environ 15%) et qui

120 a subi une surdensification plus violente qu’à l’accoutumée ce qui explique les pics.

Cependant, la majorité de nos WPC2 ont des profils assez plats comme la courbe en

pointillés fins de la même figure, avec ou non de faibles pics de surdensité, et un cœur qui

est constant mais quasiment aussi élevé que les pics voire davantage. L’ajout du

thermoplastique perturbe le comportement du composite lors de son cycle de presse. On

s’attend donc à avoir une augmentation de l’IB et une baisse des MOE et MOR.

4.1.3 Essais physico-mécaniques Différents tests mécaniques ont été envisagés dépendamment des dimensions et de

la quantité des échantillons disponibles.

4.1.3.1 Flexion trois points L’essai de flexion trois points, selon la norme ASTM D1037-89, sert à déterminer le

module d’élasticité (MOE) et la contrainte à la rupture (MOR) en flexion statique d’un

panneau composite à base de bois. Les échantillons sont conditionnés et leurs dimensions

sont les suivantes : épaisseur 11 mm, largeur 76 mm et longueur 314 mm.

La distance entre les appuis (L) est de 264 millimètres. La vitesse de chargement

recommandée est de 6 mm/min pour ce type d’épaisseur de panneaux. Le cycle est répété

trois fois et le module d’élasticité est pris pour une force comprise dans la plage 10-30% de

la force de rupture. Voici la formulation des grandeurs qui seront calculées :

)(4 1

3

31 MPa

ybeLP

MOE = Éq. 4-1

)(23

2 MPabePLMOR = Éq. 4-2

Avec P1 la charge correspondant à la limite élastique, P la charge maximum à la rupture, L la distance entre appuis, b la largeur, e l’épaisseur et y1 le déplacement au centre à la charge P1. (Guitard, 1987) Les dimensions de cet essai peuvent être adaptées si le facteur de forme et les proportions

sont respectés. Les éprouvettes de flexion sur les WPC2 sont dimensionnées afin de

permettre une comparaison plus aisée entre les propriétés à température ambiante et celles à

température de thermoformage. Le bâti de flexion a été ajusté pour convenir à l’espace

disponible dans le four (25°C, 20% H.R). L’épaisseur des éprouvettes est la même que pour

121 les panneaux références, la largeur est désormais 57 mm et la distance entre les appuis est

de 198 mm soit 18 fois l’épaisseur. L’essai s’effectue sur une machine Instron

(déplacement mesuré avec la précision du vérin hydraulique ±0,001 mm), le module est

calculé automatiquement selon les normes ASTM via le logiciel Merlin.

4.1.3.2 Traction parallèle aux faces du panneau L’essai de traction parallèle aux surfaces des éprouvettes de la norme ASTM D1037

détermine le module d’élasticité en traction et la résistance à la traction parallèle aux faces.

La géométrie et les dimensions des éprouvettes sont résumées dans la figure 4-3. Les

contraintes de rupture sont calculées à partir des charges maximales observées.

Vitesse 4 mm/min

Épaisseur ~ 11 mm

Mors : 50*50 mm2

Figure 4-3 : Éprouvette de traction en haltère, WPC2

Le module de traction est aussi calculé via le logiciel Merlin selon les règles ASTM. Étant

donné le besoin de précision requis pour un essai de traction, les déformations sont prises

par un extensomètre (caméra CCD) ayant une résolution de 0,05% de la plage de

déformation et d’une précision correspondant à 0,5% de l’extension. La cellule de charge

de 5 kN possède une précision inférieure ou égale à 0,3% (la même que pour les essais de

flexion).

4.1.3.3 Cohésion interne et gonflement L’essai de cohésion ou « Internal Bond » est un essai de traction perpendiculaire

aux surfaces de la norme ASTM D1037-89. Cet essai donne la force de rupture maximale

122 que peut supporter un échantillon carré de 50 mm de coté (d’environ 11 mm d’épaisseur)

avant de rompre. L’IB ou contrainte de rupture perpendiculairement à la surface est

calculée comme cette force divisée par la surface sollicitée. Il faut remarquer que cette

mesure est sujette à caution puisque la surface est assumée plane alors qu’elle présente de

fortes irrégularités (équation 4-3). Les éprouvettes sont collées aux blocs de charge en

aluminium à l’aide d’une colle thermofusible. Une machine d’essai Instron permet de

réaliser cet essai avec une vitesse permettant d’atteindre la charge maximale en 60 ± 30

secondes (soit 12,7 mm/min pour les tests secs et 6,4 mm/min pour les tests humides).

)()( MPasollicitéeSurface

rupturedeForceIB =σ Éq. 4-3

Afin de mieux caractériser l’efficacité de la cohésion (très dépendante de la résine

employée et de sa proportion), le même test est réalisé sur des échantillons ayant subi un

traitement de gonflement particulier. En pratique, les échantillons sont mis dans l’eau

bouillante pendant 2 heures puis refroidis par eau claire pendant 1 heure. Enfin, nous

plaçons les échantillons au four à 70°C pendant 16 heures et ils sont mis dans la chambre

de climatisation pour au moins 24 heures (60% HR et 20°C). Ces tests proviennent de la

norme européenne EN 622-5 (EN 319 et EN 1087-1).

4.1.3.4 Essai de cisaillement longitudinal (mode II) Compte tenu de la taille des panneaux WPC1 , un essai basé sur la norme NF B 51-003

est réalisé avec comme différence l’épaisseur de l’éprouvette (figure 4-4). L’éprouvette est

placée entre des mors sur lesquels s’exerce la traction de la machine (ADAMELTM avec un

capteur de 20 kN). Ceci nous permet d’obtenir la résistance au cisaillement longitudinal sur

des matériaux qui dans notre cas sont considérés isotropes dans le plan.

150 mm 20mm

Epaisseur7.5 mm

47.5 mm 5 mm

150 mm 20mm

Epaisseur7.5 mm

47.5 mm 5 mm

20 mm

7,5 mm

47,5 mm

Figure 4-4 : Essai de cisaillement longitudinal (NF B 51-003)

123

4.1.4 Analyse statistique des données L’analyse statistique des données obtenues lors des différents essais entrepris va

permettre d’étayer la discussion des résultats et de tirer un maximum d’informations tout en

conservant un cadre théorique solide. Ce type d’analyse, correctement mené, garantit un

haut niveau de fiabilité quant à la réalité des observations effectuées. Ce paragraphe décrit

brièvement le type d’analyse choisi pour ce travail.

Pour la plupart des résultats expérimentaux des composites WPC2, une analyse

statistique de type analyse de variance (ANOVA), a été faite par l’intermédiaire du logiciel

SAS (Helwig, 1987). Étant donné qu’il s’agissait au départ d’un plan d’expérience de type

factoriel, mais qu’il n’a pas pu être complété, il n’est plus possible de l’analyser comme tel.

La structure d’analyse réalisée sur les six WPC2 est de type qualitative. En effet, il existe

des liens entre les compositions des WPC2, que ce soit la nature des fibres naturelles, la

quantité de polypropylène ou la présence d’un agent de couplage. Ceci conduit à la

réalisation d’une analyse par contrastes (comparaisons simples). Les comparaisons sont

planifiées à priori selon nos intérêts. Cette précaution assure l’indépendance statistique des

contrastes. Ce type de comparaison est avantageux, car il possède un fort pouvoir

discriminatoire qui permet de déceler de faibles différences entre les moyennes des

composites WPC2. Tout autre type de comparaison ne serait pas approprié et conduirait au

non respect des hypothèses statistiques qui sous-tendent cette analyse de variance (postulats

d’une ANOVA, Montgomery, 1991 ; Steel et al, 1997). C’est pourquoi, les conditions

prérequises à la validation de l’analyse ANOVA sont systématiquement vérifiées. Quatre

postulats se doivent d’être respectés : l’homogénéité des variances, la normalité des résidus,

l’additivité des effets et l’indépendance des erreurs expérimentales. Ce dernier postulat est

une condition essentielle qui correspond à la distribution aléatoire des unités

expérimentales et qui a été prise en compte lors de l’élaboration du dispositif expérimental.

Le nombre de comparaisons d’intérêt que nous pouvons faire est limité (il n’y a que

6 WPC2 différents en composition soit 5 degrés de liberté), nous avons donc décidé de faire

les cinq comparaisons suivantes :

1. L’ensemble des WPC2 contenant du plastique est comparé au composite de référence MDF/pMDI (0, 100, 0) soit MDF versus autres WPC2

124

2. Les WPC2 avec F.L sont comparés à ceux avec B.R indépendamment des autres facteurs soit F.L versus B.R

3. Les WPC2 avec 15% de thermoplastique sont comparés à ceux contenant 30% de thermoplastiques indépendamment des autres facteurs soit 15% versus 30% de plastique

4. Les WPC2 contenant 3% de l’agent de couplage MAPP sont comparés aux autres (hormis le composite référence) soit MAPP versus PP

5. Le composite 30,75,0 B.R est comparé au composite 30,75,3 B.R, cela signifie que deux composites similaires à l’ajout près de l’agent de couplage (3% MAPP) sont évalués soit 30,75,0 B.R versus 30,75,3 B.R

La syntaxe en italique est la dénomination abrégée des comparaisons, qui sera reprise tout

au long de cette étude. Le choix des comparaisons est fait à priori et n’a pas pu être modifié

par la suite pour des raisons de respect des hypothèses statistiques. C’est grâce au test de F

que nous sommes en mesure de déterminer si les différences observées sont significatives

ou non au niveau α choisi (dans notre cas α =0,05). Ce niveau indique que l’on accepte de

considérer une différence comme statistiquement significative s’il y a 95% de chances

qu’elle soit réelle et pas le fruit du hasard (hypothèse statistique H1 acceptée). Afin de

simplifier l’interprétation des résultats, il est plus commode de commenter directement la

valeur p par rapport au niveau α. Toute valeur p inférieure au niveau α est synonyme d’une

différence significative (<0,05) ou hautement significative (<0,01).

Ces précisions étant spécifiées, par la suite les résultats des ANOVA, présentés sous forme

de tableaux récapitulatifs, seront directement discutés.

4.2 Propriétés physico-mécaniques

4.2.1 Estimation de la porosité et des fractions volumiques La densité des matériaux est une caractéristique forte. Elle est dépendante des

constituants mais aussi de l’architecture par l’intermédiaire de la porosité du composite.

Cette dernière peut être estimée et ainsi nous révéler à quel point le milieu est poreux. Un

milieu plus ou moins poreux verra son comportement physico-mécanique plus ou moins

modifié (Madsen et Lilhot, 2003), notamment son comportement mécanique à la rupture.

125

4.2.1.1 Calcul de la porosité d’un composite Le calcul de la porosité d’un composite s’obtient grâce à la formulation de

l’équation 4-4.

( )

tsconstituannn

n

nthéorique

théorique

mesuréethéorique

ratio

pporosité

∑=

−==

1

(%)100

ρ

ρ

ρρρ

Éq. 4-4

Éq. 4-5

Il reste que même si les ratios des différents composants sont connus précisément grâce aux

fractions massiques, la densité exacte des fibres de bois n’est pas une évidence (présence de

pores : lumen, ponctuations, état de compression). Au contraire, les densités des autres

composants que sont l’eau, l’adhésif et la cire sont bien connues. La détermination de la

densité des fibres dépend de nombreux paramètres qui sont présentés dans leurs grandes

lignes. En effet, la densité des fibres à l’intérieur des panneaux est le résultat d’un procédé

de consolidation. Le profil de densité des panneaux de MDF avec sa forme caractéristique

en U atteste de la non homogénéité de compression des fibres selon qu’elles se localisent au

centre ou bien aux bords du panneau. De plus, les caractéristiques biologiques des fibres

(bois initial ou bois final) conduisent à des différences de compression des fibres.

Seulement une partie des fibres est entièrement collapsée. La figure suivante illustre les

états extrêmes vers lesquelles la fibre tend:

d

e

Collapse des fibres

d

e

Collapse des fibres

Figure 4-5 : Hypothèse de déformation de la section d’une fibre de bois

Par simplification, la fibre est supposée circulaire avec un diamètre d et avec une paroi

cellulaire d’épaisseur e.

126

La matière ligneuse, qui constitue les fibres cellulosiques, a une densité de 1,53

(valeur donnée fréquemment dans la littérature) ce qui est donc la densité maximale d’une

fibre totalement aplatie (figure 4-5). Dans le cadre d’une étude sur des panneaux de MDF

fabriqués à partir de fibres de pin maritime (essence assez proche de l’épinette), le rayon

moyen des fibres avant consolidation a été mesuré. En supposant que la paroi cellulaire a

une épaisseur constante, ce qui semble raisonnable en première approximation, il devient

aisé de calculer une porosité pour les fibres et ainsi les densités limites pour les fibres après

consolidation :

( )

( )

53,122,1

1

20,0

≤≤

−=

==

f

ligneusematff

fibre

lumenf

p

pinasterpinuslepourVV

p

ρ

ρρ

Éq. 4-6

Éq. 4-7

Éq. 4-8

4.2.1.2 Porosité et fractions volumiques des WPC

Les fractions volumiques sont directement reliées à la porosité et à la fraction massique du constituant selon l’équation 4-9.

( )p

i i

if

ff m

mν

ρρ

ν −

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

∑1

Éq. 4-9

mi et νi, respectivement les fractions massiques et volumiques des constituants i νp la porosité Les fractions massiques sont fixées lors de l’élaboration des composites. La porosité des

WPC2 est bien entendu, celle calculée avec une densité de fibre égale à la densité de la

matière ligneuse. La différence entre les deux valeurs de porosité pour un même composite

(tableau 4-1) correspond à la porosité interne des fibres. Ce volume est beaucoup moins

accessible que le volume libre du réseau fibreux.

Les particularités que pourraient avoir les fibres naturelles F.L et B.R n’ont pas été

considérées lors du calcul de la porosité. La porosité est une grandeur sans unité comprise

entre 0 et 1.

127

Tableau 4-1 : Estimation de la porosité et des fractions massiques des WPC2

Type de WPC2 (index) ρf ρthéorique ρmesurée porosité νf vPP

1,53 1,430 0,55 0,398 -- 0,100,0 1,22 1,194 0,64 0,46 0,487 -- 1,53 1,250 0,46 0,290 0,202 30,75,0 1,22 1,126 0,68 0,40 0,350 0,202 1,53 1,316 0,51 0,347 0,0964 15,75,0 1,22 1,143 0,65 0,43 0,422 0,0964

Dans ce tableau, les fibres naturelles sont supposées avoir les mêmes densités limites que les fibres MDF.

4.2.2 Caractérisation mécanique des WPC1

4.2.2.1 Panneaux référence MDF/UF Les propriétés mécaniques des panneaux références sont proches des

caractéristiques classiques des panneaux MDF commerciaux. Ces indications nous

renseignent sur le rôle de la densité.

Tableau 4-2 : Données mécaniques sur les panneaux MDF1/UF (Michaud, 1999)

ρ (densité)

MOE (MPa)

MOR (MPa)

Espécifique* (MPa)

σcisaillement (MPa)

σrupture/σlimite (MPa)

MDF/UF 0,70 3800 -- 5429 2,1 -- MDF/UF 0,60 2600 26 4333 1,0 1,3 MDF/UF 0,45 1100 6 2444 0,5 1,1 σlimite : contrainte à la limite linéaire en flexion 3 points. * Espécifique=MOE/ρ Les modules sont issus d’une flexion 3 points. Le cisaillement correspond à un essai longitudinal.

Les essais de cisaillement longitudinal, tableau 4-2, réalisés lors d’une étude

précédente (Michaud, 1999) indiquent une relation de non linéarité entre la contrainte de

rupture et la densité pour les panneaux expérimentaux. Cela signifie qu’une baisse de la

densité diminue fortement la contrainte de cisaillement.

4.2.2.2 Cisaillement longitudinal des panneaux WPC1 Les résultats obtenus sont assez faibles s’ils sont comparés à celles des panneaux

expérimentaux MDF1 encollés à l’urée formaldéhyde. Pour l’ensemble des WPC1, ceci est

en premier lieu dû au faible taux de colle qui est constant sur le MDF1 mais qui est nul pour

les autres composantes. L’augmentation de la quantité de plastique ou des fibres naturelles

autre que le MDF1 diminue d’autant le taux de colle. La quantité de colle et la qualité de

128 l’adhésion sont pour une grande partie responsables de la résistance au cisaillement. La

qualité de l’adhésion est dans notre cas aussi liée à l’age de la résine qui est plus ou moins

ancienne bien qu’elle soit toujours utilisée dans des délais raisonnables mais non optimaux

selon le fournisseur. La densité est aussi un facteur important, de même que la qualité de

l’homogénéité du mélange qui est meilleure pour les composites WPC1 contenant des petits

renforts comme la sciure B.R (voir tableau 4-3).

Tableau 4-3 : Contrainte de cisaillement longitudinale des WPC1

Composites WPC1 Type ρ (densité)

Contrainte de cisaillement (MPa)

MDF1/UF(10) référence 0,70 2,150 MDF1 (90) / PP1(10) Mélange homogène 0,70 0,427 MDF1 (70) / PP1(30) Mélange homogène 0,73 0,611 MDF1-F.L(70) / PP1(30) Mélange homogène 0,64 0,218 MDF1-B.R(70) / PP1(30) Mélange homogène 0,75 1,198 MDF1-F.L(70) / PP1(3*10) Stratifié (3 couches) 0,76 0,756 MDF1-F.L(85) / PP1(10) / PE(5) Mixte 0,76 0,510 ( ) : pourcentage de chaque composante ; chaque WPC contient 8 à 10% d’UF sur les fibres MDF uniquement La contrainte de rupture en cisaillement est donnée avec une incertitude de 3 % maximum. Les valeurs sont suffisamment modestes pour justifier le changement de colle opéré

lors de la fabrication des WPC2.

4.2.3 Caractérisation des panneaux composites MDF/pMDI de référence Les premiers composites fabriqués, pour le second plan d’expérience, sont les

composites WPC2 de références indexés 0,100,0 i.e. pas de plastique, uniquement des fibres

MDF comme fibres naturelles et pas d’agent de couplage. Les caractéristiques de ces

panneaux de référence renseignent sur la qualité des produits conçus (tableau 4-4).

Les coefficients de variation sont assez élevés car les panneaux, bien qu’étant de

composition identique, n’ont pas subi le même cycle de presse. Ces panneaux sont ceux qui

ont permis d’ajuster au mieux les paramètres de la thermocompression. L’ensemble des

résultats est correct compte tenu du pourcentage de colle (8% en masse sèche). Pourtant, il

est évident qu’avec une optimisation du profil de densité, les résultats seraient bien

meilleurs et dépasseraient de beaucoup les normes industrielles surtout pour ce qui

concerne la traction perpendiculaire (Internal Bond). Il est important de noter que l’IB est

129 tout de même largement supérieur à la norme puisqu’il est recommandé une valeur

maximale de 0,8 MPa. La cohésion est bonne grâce à une adhésion performante. Il est

intéressant de souligner que la surface des fibres, encollées au pMDI, était préalablement

couverte de carbone (résultat XPS) ce qui a peut-être réduit l’efficacité de la colle.

L’analyse statistique des données (ANOVA), dont est issu le tableau 4-4, nous fournit les

coefficients de corrélation de Pearson (logiciel SAS : matrice de corrélation). La seule

corrélation significative est la relation qui existe entre la densité et le module d’élasticité

avec une valeur de R=0,81* (Prob < R ; 0,015). Le calcul du MOE spécifique (MOE/ρ)

permet donc de mieux comparer les panneaux en se soustrayant à l’influence de la densité

qui est très grande sur le MOE. Il ne faut pas oublier que le MOE dépend aussi beaucoup

du profil de densité (surdensité surfacique).

Tableau 4-4 : Propriétés mécaniques des panneaux MDF/pMDI référence (WPC2 : 0,100,0)

Composites références ρ MOE

(MPa) Module spécifique

MOE/ρ (MPa) MOR (MPa)

IB (MPa)

Moyenne panneau1 0,67 3114 4628 38,8 1,18

Moyenne panneau2 0,64 2600 4034 33,5 0,96

Moyenne panneau3 0,62 2956 4766 34,6 1,06

Moyenne 0,100,0 0,644 (6,52)

2890 (14,72)

4476 (10,45)

35,6 (15,11)

1,07 (15,88)

( ) : Coefficient de variation C.V (%)

4.2.4 Caractérisation des panneaux composites WPC2 Les panneaux composites sont échantillonnés de façon à être testés en flexion et

traction à température ambiante, ainsi que par des essais de cohésion.

4.2.4.1 Propriétés de cohésion et gonflement

Les premiers essais effectués sont les tests IB classiques ou après gonflement. Les

résultats sont présentés dans la figure 4-6 et le tableau 4-5. La comparaison est faite entre

les IB spécifiques (soit IB/densité) des panneaux WPC2 et la norme industrielle ramenée à

la densité 0,6. Cette densité est la borne inférieure de la plage de densité des panneaux

MDF commerciaux et cela représente le cas de comparaison le plus défavorable pour nos

130 WPC2. La norme pour les panneaux extérieurs est de 0,8 et 0,15 MPa, respectivement sans

et avec gonflement. Cela donne des normes spécifiques de 1,33 et 0,25 MPa.

Figure 4-6 : Histogramme comparatif des propriétés de cohésion des WPC2 à gauche IB spécifique soit IB / densité ; à droite IB sur les mêmes composites (1 à 6)

(données issues du tableau 4-5, erreur type = 0.098)

Sur le graphique sont réunis les IB spécifiques mesurés avant et après gonflement.

L’IB spécifique évalue la cohésion du matériau qui est directement relié à l’adhésion.

L’adhésion se situe à l’interface entre les composantes des WPC2. C’est à cet endroit précis

que se trouve l’agent de couplage MAPP. La comparaison entre les deux derniers types de

composites 30,75,0 B.R et 30,75,3 B.R est probante. La différence entre ces deux WPC2 est

simplement l’ajout de MAPP. L’amélioration est nette et importante (jusqu’à 45%

d’augmentation pour l’IB après gonflement). Les WPC2 contenant du MAPP et B.R passent

les normes que ce soit l’IB avant ou après gonflement. Les tests d’IB spécifique après

gonflement sont révélateurs des problèmes de prise d’humidité des WPC2 contenant des

F.L. En effet, les fibres longues forment des agglomérats qui génèrent des hétérogénéités

131 très sensibles à l’eau. Le gonflement n’est pas régulier et ces zones de faiblesse diminuent

la cohésion des éprouvettes. Ce phénomène n’est pas aussi important pour les composites à

sciure de B.R. Lorsque l’on compare le WPC2 30,75,0 F.L (soit PP(30)/F.L sur la figure 4-

6) et le 30,75,0 B.R (soit PP(30)/B.R), nous constatons une nette amélioration due au B.R,

suffisante pour passer la norme commerciale. Le mauvais comportement des F.L est aussi

confirmé par la comparaison des composites contenant 15% de PP2. En effet, malgré la

présence du MAPP dans le WPC2 15,75,3 F.L, le 15,75,0 B.R montre une cohésion bien

supérieure avant et après gonflement. La partie droite de la figure 4-6 est le même

histogramme 3D mais avec cette fois l’analyse de l’IB classique i.e. sans se soustraire à

l’influence de la densité. Les résultats diffèrent quelque peu mais confirment et accentuent

l’effet négatif des F.L (distribution et répartition des fibres en particulier) sur la cohésion.

Tableau 4-5 : Cohésion des panneaux WPC2

WPC2 ρ Internal Bond (MPa)

IB spécifique

(MPa)

IB-G1

après gonflement (MPa)

IB-G2 spécifique

(MPa)

TS* gonflement en épaisseur

(%) Référence

0,100,0 0,60 (1,72)

0,83 (13,68)

1,38 (13,89)

0,18 (8,36)

0,34 (9,69)

8,71 (2,16)

30,75,0 F.L 0,66 (1,40)

0,28 (11,48)

0,42 (9,57)

0,17 (21,66)

0,3 (20,21)

15,95 (15,25)

15,75,3 F.L 0,64 (2,5)

0,60 (23,2)

0,91 (20,93)

0,2 (27,22)

0,38 (23,39)

20,30 (14,14)

15,75,0 B.R 0,66 (1,33)

1,23 (4,62)

1,85 (3,62)

0,55 (9,48)

0,88 (8,96)

5,36 (12,98)

30,75,0 B.R 0,67 (2,95)

0,95 (6,85)

1,41 (4,5)

0,42 (5,21)

0,70 (5,63)

8,15 (4,97)

30,75,3 B.R 0,65 (1,67)

1,22 (2,52)

1,81 (3,93)

0,61 (8.68)

0,96 (9,49)

5,90 (8,6)

Erreur type 0,005 0,07 0,10 0,04 0,05 1,09 ( ) : Coefficient de variation C.V (%) ; 1 IB-G est la mesure IB après le test de gonflement. 2 IB-G divisé par ρ *le gonflement en épaisseur est mesuré sur les éprouvettes de cohésion (50 mm par 50 mm)

Le détail des résultats est présenté dans le tableau 4-5, où figurent les moyennes et

les coefficients de variation. Le gonflement en épaisseur après le traitement à l’eau

bouillante a été ajouté.

Les informations supplémentaires que nous pouvons tirer de ce tableau sont les suivantes :

• Les coefficients de variation sont beaucoup plus grands pour les WPC2 avec F.L.

• Le gonflement en épaisseur augmente beaucoup avec la présence des F.L.

132

• L’augmentation de la composante plastique diminue les valeurs de IB.

Tableau 4-6 : Comparaisons simples sur les propriétés de cohésion et gonflement des WPC2 (contrastes qualitatifs par ANOVA)

IB (MPa)

IB spécifique

(MPa) IB-G (MPa)

IB-G spécifique

(MPa) TS (%)

TS spécifique

(%) Contrastes p = probabilité d’obtenir une statistique aussi grande que la valeur calculée sous H0, i.e. juste par

hasard (niveau α=0.95) MDF vs

autres WPC2 0,5699 n.s 0,1513 n.s <,0001** <,0001** 0,0109* 0,1131 n.s

F.L vs B.R <,0001** <0,0001** <,0001** <,0001** <,0001** <,0001** 15% vs 30%

Plastique 0,0076** 0,0017** 0,1552 n.s 0,3966 n.s 0,0003** 0,0002**

MAPP vs PP 0,0099** 0,0110* 0,1634 n.s 0,1099 n.s <,0001** <,0001** 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

<,0001** <,0001** <,0001** <,0001** 0,0382* 0,0889 n.s

n.s : non significatif, * significatif (α=0,95), ** hautement significatif (α=0,99). Les résultats du tableau 4-6 sont révélateurs du rôle plus ou moins important des différents

constituants (fibres naturelles, PP, MAPP) sur les différentes propriétés de cohésion et sur

le gonflement, ils permettent de confirmer les observations graphiques. Les résultats plus

détaillés de l’ANOVA se trouvent dans l’annexe A. Nous allons concentrer notre attention

sur les propriétés spécifiques afin de se soustraire à l’influence de la densité. L’analyse

s’effectue successivement sur chacun des contrastes.

1. Etant donné les valeurs du tableau 4-5, on s’aperçoit rapidement que les propriétés

des panneaux références MDF/pMDI se situent au milieu des valeurs de celles des

autres WPC2 sauf pour la cohésion interne après le test de gonflement qui est l’une

des plus faibles (IB-G et IB-G spécifique). Ceci se reflète dans les valeurs non

significatives de la valeur p de la première comparaison pour l’IB spécifique et le

gonflement spécifique alors qu’il existe une différence hautement significative entre

les panneaux MDF/pMDI et les autres WPC2 (p<,0001). L’IB-G spécifique du

MDF/pMDI est de 0,34 MPa comparativement à une moyenne de 0,64 MPa pour

les autres WPC2.

2. La deuxième comparaison F.L vs B.R est systématiquement hautement significative,

il y a donc bien un rôle du type des fibres naturelles sur les propriétés des WPC2. Le

133

rôle des F.L est négatif car elles réduisent la cohésion et sont plus sujettes au

gonflement que la sciure de B.R qui améliore l’ensemble des propriétés observées.

3. Le rôle du pourcentage de plastique 15% vs 30% plastique apparaît significatif pour

l’IB spécifique et le TS spécifique. Cela confirme la tendance à la diminution de

l’IB spécifique avec l’augmentation de la quantité de plastique, de même le

gonflement diminue avec la quantité de plastique. Les valeurs de p non

significatives pour l’IB-G spécifique sont probablement dues à la forte interaction

des F.L. Cela nous permet cependant d’affirmer que le rôle des fibres naturelles est

plus important sur les propriétés de cohésion après gonflement. Le pourcentage de

variations expliqué par le modèle de l’ANOVA pour la comparaison F.L vs B.R est

de loin le plus important (environ 75% contre moins de 1% pour le taux de

plastique).

4. L’influence du MAPP vs PP est significative pour l’IB spécifique et hautement

significative pour le TS spécifique. Dans les deux cas, cela montre qu’il existe une

réelle amélioration due à l’agent de couplage. En ce qui concerne l’IB-G spécifique,

la valeur p est non significative pour les mêmes raisons que la troisième

comparaison.

5. Cette dernière comparaison est importante puisqu’il s’agit de l’action d’un seul

paramètre (l’agent de couplage MAPP). La cohésion avant et après gonflement est

significativement différente, le MAPP améliore l’adhésion donc la cohésion. Le TS

spécifique est non significatif ce qui est raisonnable puisque les propriétés

hydrophobes du MAPP ne sont pas supérieures à celles du PP.

Les observations du gonflement selon la norme EN 1087-1 montrent les anomalies

rencontrées principalement pour les composites contenant des fibres F.L plus sensibles à

l’humidité et moins bien dispersées (figure 4-7).

134

Figure 4-7 : Photographies des éprouvettes IB après gonflement

La sciure de B.R démontre sa capacité d’amélioration de la cohésion et de la stabilité

dimensionnelle grâce à ses spécificités physico-chimiques tant pour la traction

perpendiculaire aux surfaces que pour le gonflement en épaisseur.

4.2.4.2 Propriétés de flexion et traction à température ambiante Les caractéristiques de flexion 3 points à température ambiante (25°C) sont

largement utilisées dans l’industrie du panneau car c’est le principal mode de sollicitation

auquel ils sont soumis. Dans un premier temps cela nous permet d’estimer la potentialité de

nos matériaux WPC2 aux températures d’usage habituel (tableau 4-7).

Tableau 4-7 : Flexion 3 points à température ambiante des WPC2

WPC2 ρ (densité)

MOE flexion(MPa)

MOE spécifique

(MPa) MOR flexion

(MPa) MOR

spécifique(MPa)

Référence 0,100,0

0,62 (2)

2388 (11)

3853 (12)

23,28 (4)

37,13 (1)

30,75,0 F.L 0,63 (4)

1229 (10)

1948 (7)

12,16 (14)

19,56 (11)

15,75,3 F.L 0,6 (3)

1190 (13)

1976 (10)

12,70 (20)

21,07 (18)

15,75,0 B.R 0,6 (4)

1313 (10)

2196 (7)

11,86 (17)

19,82 (14)

30,75,0 B.R 0,62 (6)

1482 (18)

2362 (13)

11,88 (25)

19,38 (15)

30,75,3 B.R 0,65 (4)

1455 (10)

2253 (7)

13,10 (13)

20,48 (10)

Erreur type 0,005 76 119 0,94 1,42 ( ) : coefficient de variation (%)

135 L’analyse statistique des résultats de flexion (tableaux 4-7 et 4-8) permet de retirer un

maximum d’informations des essais réalisés. Les comparaisons simples seront traitées et

commentées successivement selon l’ordre du tableau 4-8 :

1. Le contraste MDF vs autres WPC2 est hautement significatif pour toutes les grandeurs MOE et MOR. Les panneaux références MDF/pMDI possèdent de meilleures propriétés mécaniques en flexion ce qui est logique puisque l’ajout du thermoplastique affaibli les autres WPC2. Cette comparaison représente plus de 90% des variations du modèle de l’ANOVA. C’est de loin le résultat le plus significatif.

2. Le contraste F.L vs B.R est, quant à lui, uniquement significatif pour le module d’élasticité (et le MOE spécifique). Le MOE en flexion est plus élevé pour les composites contenant la sciure de bois rétifié. L’homogénéité du mélange B.R ainsi que le faible facteur de forme de ce dernier explique vraisemblablement ce comportement. A l’inverse, le module de rupture ne semble pas affecté par le type de fibres naturelles incorporé.

3. La présence de 15% ou 30% de thermoplastique n’est pas significative du point de vue statistique. Ce résultat un peu surprenant est surtout lié au fait qu’il existe en réalité des interactions entre les paramètres et que la comparaison F.L vs B.R explique pour 6% des variations du modèle ANOVA contre 2% pour 15% vs 30% plastique.

4. Le contraste MAPP vs PP n’est aucunement significatif. En effet, comme nous l’avons vu l’agent de couplage joue un rôle important sur l’adhésion et donc la cohésion qui sont moins sollicitées dans ce type de configuration en flexion.

5. Ce dernier contraste 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R n’est pas plus significatif que le précédent pour les mêmes raisons.

Tableau 4-8 : Contrastes sur les WPC2 en flexion 3 points à température ambiante (ANOVA)

MOE flexion (MPa)

MOEf spécifique (MPa)

MOR flexion (MPa)

MORf spécifique (MPa) Contrastes

p = probabilité d’obtenir une statistique aussi grande que la valeur calculée sous H0, i.e. juste par hasard (niveau α=0.95)

MDF vs autres WPC2

<,0001** <,0001** <,0001** <,0001**

F.L vs B.R 0,0139* 0,0062** 0,8878 n.s 0,7742 n.s 15% vs 30%

Plastique 0,1139 n.s 0,3649 n.s 0,9307 n.s 0,6729 n.s

MAPP vs PP 0,8135 n.s 0,6033 n.s 0,434 n.s 0,4559 n.s 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

0,8045 n.s 0,45 n.s 0,5719 n.s 0,7020 n.s

n.s : non significatif, * significatif, ** hautement significatif.

136 Il existe peu ou pas de différences réelles entre les propriétés des différents WPC2 hormis

pour le panneau référence. Les propriétés de flexion étant fortement dépendantes du profil

de densité du panneau, il est normal qu’ayant des profils plus plats (quasi absence de

surdensification) les autres WPC2 aient des propriétés de flexion moindres.

Les propriétés de traction parallèle aux faces des panneaux à température ambiante

sont directement reliées aux complaisances de la théorie de l’élasticité (loi de Hooke ;

Bodig et Jayne, 1982) car cette sollicitation est simple et selon un axe privilégié du

matériau. Il est donc intéressant d’obtenir ce genre de données, notamment, si une

modélisation des propriétés est envisagée.

Tableau 4-9 : Traction à température ambiante des WPC2

WPC2 ρ (densité)

MOE traction (MPa)

MOEt spécifique

(MPa) MOR traction

(MPa) MORt

spécifique (MPa)

Référence 0,100,0

0,63 (6)

2589 (15)

4125 (10)

15,15 (13)

24,16 (9)

30,75,0 F.L 0,64 (5)

1697 (10)

2667 (9)

7,76 (20)

12,11 (16)

15,75,3 F.L 0,67 (3)

2122 (20)

3180 (20)

11,96 (15)

17,89 (13)

15,75,0 B.R 0,65 (5)

2224 (12)

3404 (9)

10,26 (16)

15,78 (12)

30,75,0 B.R 0,62 (7)

1811 (33)

2890 (27)

7,59 (23)

12,15 (18)

30,75,3 B.R 0,67 (4)

2369 (14)

3523 (11)

10,56 (10)

15,73 (8)

Erreur type 0,005 73 101 0,45 0,67 ( ) : coefficient de variation L’analyse statistique des résultats de traction (tableaux 4-9 et 4-10) permet de retirer un

maximum d’informations des essais réalisés. Les comparaisons simples seront traitées et

commentées successivement selon l’ordre du tableau 4-10 :

1. Le contraste MDF vs autres WPC2 est hautement significatif pour toutes les grandeurs MOE et MOR. Les panneaux références MDF/pMDI possèdent de meilleures propriétés mécaniques en traction ce qui est logique puisque l’ajout du thermoplastique affaibli les autres WPC2. Cette comparaison représente entre 45% et 65% des variations du modèle de l’ANOVA selon la grandeur. C’est le résultat le plus significatif avec toutefois une répartition

137

plus égale de la variation expliquée par le modèle entre les différentes comparaisons simples planifiées.

2. Le contraste F.L vs B.R est, quant à lui, uniquement significatif pour le module d’élasticité spécifique. Le MOE spécifique en traction est plus élevé pour les composites contenant la sciure de bois rétifié pour les mêmes raisons que la flexion (hétérogénéités dues aux F.L, création de concentration de contraintes dans des zones faibles).

3. La présence de 15% ou 30% de thermoplastique est significative pour le module de rupture spécifique ou non. Ce résultat, qui explique pour 18 à 22% du modèle de l’ANOVA, montre que la faiblesse du thermoplastique influence le MOR des WPC2 en abaissant cette dernière à mesure que la quantité de thermoplastique augmente.

4. Le contraste MAPP vs PP est significatif pour les MOE spécifique ou non et hautement significatif pour les MOR. En effet, comme nous l’avons vu, l’agent de couplage joue un rôle important sur l’adhésion et donc la cohésion qui sont plus sollicitées dans ce type de configuration en traction qu’en flexion.

5. Ce dernier contraste 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R confirme le rôle positif de l’agent de couplage sur les propriétés mécaniques en traction des WPC2. La différence entre les deux composites est hautement significative et cette comparaison simple explique pour 11 à 28% des variations du modèle de l’ANOVA selon la grandeur concernée.

Tableau 4-10 : Contrastes sur les WPC2 en traction à température ambiante (ANOVA)

MOE traction (MPa)

MOEt spécifique (MPa)

MOR traction (MPa)

MORt spécifique (MPa) Contrastes

p = probabilité d’obtenir une statistique aussi grande que la valeur calculée sous H0, i.e. juste par hasard (niveau α=0.95)

MDF vs autres WPC2

0,0012** <,0001** <,0001** <,0001**

F.L vs B.R 0,1017 n.s 0,05* 0,4846 n.s 0,5016 n.s 15% vs 30%

Plastique 0,1236 n.s 0,1372 n.s <,0001** <,0001**

MAPP vs PP 0,0159* 0,0386* <,0001** <,0001** 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

0,0081** 0,0178* 0,001** 0,0008**

n.s : non significatif, * significatif, ** hautement significatif. L’analyse des essais de traction recèle plus d’informations, en tout cas plus de différences

significatives entre les WPC2. La sollicitation s’opère dans le plan des fibres et donc il y a

redistribution, principalement sur les fibres qui sont dans l’axe de la sollicitation. Cette

redistribution se fait par un transfert de contraintes à l’interface bois/plastique qui comme

nous l’avons mentionné, lors des résultats de cohésion, est amélioré par l’agent de

138 couplage. Le profil de densité n’ayant pas la même influence sur les propriétés de traction

que sur celles en flexion, les résultats des WPC2 sont plus proches des valeurs obtenues

pour le panneau référence MDF/pMDI.

4.3 Conclusion Les composites WPC sont conçus sur la base des panneaux de fibres de moyenne

densité. Ils ont donc, à température ambiante, des caractéristiques assez similaires à ces

derniers. La gamme de densité des WPC est de 0,6-0,75. La porosité des composites WPC

a été évaluée, car elle est importante, et atteint jusqu’à 50%. Cette grande porosité que l’on

peut qualifier d’architecturale joue un rôle sur les propriétés hygro-mécaniques des

panneaux composites. Les profils de densité des WPC sont, malgré un procédé équivalent,

assez différents des panneaux MDF. Les zones de surdensification sont atténuées voir

inexistantes pour les WPC, et ce, à cause à la fois de la présence du thermoplastique ainsi

que du taux de compactage avant consolidation, qui diffère, étant donné les morphologies

des fibres naturelles ajoutées. Cette spécificité a un impact sur les propriétés physico-

mécaniques qui sont plus ou moins dépendantes du profil densitométrique. En particulier,

les propriétés de flexion sont très dépendantes de la densité aux surfaces des panneaux, ce

qui explique en partie la baisse globale des propriétés de flexion des WPC. Les propriétés

de traction beaucoup moins sensibles au profil de densité s’avèrent plus proches des valeurs

observées pour le panneau MDF de référence. Les essais de traction sont pour cette raison

plus révélateurs du rôle des constituants. Les essais de cohésion permettent de mieux

comparer les WPC qui possèdent pour certains des propriétés de cohésion bien supérieures

au panneau référence. Il est possible au terme de la caractérisation à température ambiante,

donc d’usage, de dégager les principaux effets des différents constituants, bien qu’il existe

en réalité des interactions qu’il ne nous est pas possible d’évaluer à partir des données à

notre disposition.

La colle pMDI est de toute évidence, plus efficace qu’une colle UF ou PF. Elle est en

moindre quantité, bien que nous aurions pu encore réduire son pourcentage tout en

conservant de bonnes propriétés. De plus, les propriétés d’adhésion avant et après les tests

de cohésion sont excellentes. La faiblesse des résultats de cohésion avec l’UF pour les

139 WPC1 nous a amené à choisir une colle isocyanate pour les WPC2 beaucoup plus

performante.

L’usage de fibres naturelles (F.L, B.R), ne modifie pas trop les propriétés de traction ou de

flexion à température ambiante. Par contre, les hétérogénéités générées par les difficultés

rencontrées lors du mélange des F.L ont un impact très négatif sur les propriétés de

cohésion des WPC2 et sur leur résistance à l’humidité. Ceci n’est pas valable pour la sciure

de B.R qui, de par sa morphologie se mélange bien aux autres constituants. La particularité

des F.L provient du fait que les hétérogénéités sont à l’origine de zones de concentrations

de contraintes qui sont d’autant plus faibles que l’adhésif n’y a pas ou peu pénétré. L’apport

en terme de qualité d’adhésion de la sciure de B.R transparaît mais pas de façon univoque.

L’apport de l’agent de couplage est quant à lui indéniable, la cohésion est nettement

améliorée et les propriétés mécaniques, où le rôle de l’adhésion à l’interface est

prépondérant, sont elles aussi augmentées grâce au MAPP.

Ceci confirme les bonnes caractéristiques, dans des conditions normales

d’utilisation, de nos matériaux WPC2 qui ne sont pas trop affectés par la présence du

thermoplastique et qui pourraient se rapprocher davantage du panneau référence si un

travail sur le cycle de consolidation était effectué. Les résultats des WPC1 ont simplement

permis de mettre en évidence les problèmes de cohésion, ils seront davantage concernés par

les aptitudes de thermoformage.

Références chapitre 4 ASTM D1037 : Standard test methods for evaluating properties of wood base fiber and particle panel materials. Annual Book of ASTM Standards, vol 04.10, (1999) Bodig J and Jayne B.A : Mechanics of wood and wood composites. NY, Van Nostrand Reinhold, p712, (1982) EN 622-5 : Panneaux de fibres-Exigences-Partie 5 : Exigences pour panneaux obtenus par procédé à sec (MDF). Normes européennes, AFNOR, (1997) Guitard D : Mécanique du matériau bois et des composites. Éditions Cepadues, Toulouse, France, p238, (1987) Helwig J.T : Guide d’introduction au logiciel SAS de base. Troisième édition, SAS Institute s.a, Paris, (1987) Madsen B et Lilhot H : Physical and Mechanical properties of unidirectional plant fiber composites, an evaluation of the influence of porosity. Compos. Sci. Tech., 63, 1265-1272, (2003) Michaud F : Modélisation de matelas fibreux cellulosiques par des milieux aléatoires. Mémoire de DEA de l’Université BORDEAUX I, France, (1999) Montgomery D.C : Design and analysis of experiments. 3rd edition, New York, John Wiley and Sons, (1991) NF B 51-003 : Normes françaises pour le Bois - Conditions générales d'essais - Essais physiques et mécaniques. AFNOR, (1985) NF EN 310 B51-124 : Panneaux à base de bois – Détermination du module d’élasticité en flexion et de la résistance à la flexion, AFNOR, juin (1993) Steel R.G.D, Torrie J.H, Dickey D.A : Principles and procedures of statistics – A biometrical approach. 3rd edition, McGraw-Hill, NY, USA (1997)

Chapitre 5 Mise en forme

et comportement rhéologique des WPC

5. Mise en forme et comportement rhéologique La mise en forme et le comportement rhéologique des WPC en fonction de la

température sont les caractéristiques pour lesquelles nous avons choisi de concevoir et

d’étudier des panneaux fibreux WPC. Ce chapitre commence donc par une présentation du

thermoformage appliqué aux matelas fibreux bois/polymère. Par la suite nous allons

développer l’essai de thermoformabilité entrepris ainsi que les différentes propriétés

statiques et dynamiques mesurées en fonction de la température et à température de

thermoformage.

5.1 Thermoformage : matelas fibreux bois/polymère L’un des objectifs de cette étude sur des panneaux WPC est de mieux comprendre

leur comportement rhéologique sous chargement thermomécanique. Une application directe

qui découle de ce projet est le post-thermoformage de ce type de matériaux. Il semble donc

important de consacrer une section complète au thermoformage.

5.1.1 Généralités sur le thermoformage Le processus de thermoformage a pour but la mise en forme d’un matériau plan,

sous l’action combinée de la chaleur et de la pression. La déformation s’effectue dans un

moule qui va déterminer la forme du matériau final. La réalisation d’un produit par

thermoformage est divisée en deux étapes (Jammet, 1997) :

1. La fabrication d’un matériau plan i.e. une feuille, une plaque, un panneau. 2. La mise en forme définitive du matériau.

A titre d’exemple, l’industrie du bois utilise déjà le thermoformage sur des composites à

base de bois. Dans l’ameublement, l’habillage de panneaux par des feuilles de polymères

rigides est pratiqué. Le MDF sous la forme de panneaux minces peut aussi être moulé sous

presse, de même certains reliefs de surface de panneaux OSB sont réalisés par ce type de

technique (Illig, 2000 ; Masonite corporation, 1997).

La fabrication d’un produit « thermoformé » est faite selon trois modes distincts :

l’utilisation d’un moule positif ; l’utilisation d’un moule négatif ; ou bien celle d’un moule

mâle/femelle. La force exercée peut être mécanique (poinçon), ou bien par pression (vide,

143 surpression). Quelques soient les modalités choisies, ce procédé nécessite des matériaux,

qui sous l’action de la chaleur, possèdent de faibles propriétés mécaniques. En effet, lors du

thermoformage les pressions appliquées sont assez faibles (Osso, 1999). Le contrôle de la

température est important, c’est pourquoi les sources radiatives sont les plus couramment

employées par les plasturgistes.

Muzzy et al (1990) décrivent les phénomènes qui se produisent au cours du

thermoformage de composites thermoplastiques haute performance (renforcés par des

fibres de carbone). Les forces en jeu sont peu élevées et la durée du formage est courte. La

phase de refroidissement est plus longue et la détermination de la température de fin de

cycle critique. Etant donné qu’il s’agit d’un multi-pli, les auteurs observent des

phénomènes d’élasticité et de flux, dus au cisaillement induit par la flexion. Ceci génère des

glissements entre et à l’intérieur des couches. L’important, pour les auteurs, est d’éviter les

déformations de compression qui sont à l’origine de gauchissements du produit.

5.1.2 Le thermoformage des composites fibreux bois/polymère Un des meilleurs exemples de thermoformage de composite fibreux à base de bois

est sans doute l’application de ces matériaux dans l’industrie automobile. La légèreté de ces

matériaux est un atout majeur dans ce secteur d’activités. La réalisation de tels matériaux se

fait de plusieurs façons. Elle dépend de la matière première employée et des

caractéristiques recherchées.

Il faut noter qu’il existe aussi des composites de type stratifié qui peuvent être employés

lors d’un procédé de thermoformage.

En général dans les WPC on ajoute des fibres pour limiter le coefficient d’expansion

thermique des plastiques, qui est (trop) élevé. Dans l’optique du thermoformage, cette

propriété est mise à profit. C’est aussi l’option que nous avons adoptée.

Bhattacharyya et al (2003) propose l’étude du thermoformage de composite PP/fibres de

bois selon différents procédés : le « V-bending », par pression d’air, le moulage profond,

etc. A l’aide d’une technique d’analyse de grille de déformation, ils observent des résultats

intéressants influencés principalement par la température de thermoformage et la taille de

144 l’éprouvette. Toutefois, leurs matériaux contiennent au maximum 30% de bois et présentent

une épaisseur de seulement 1,3 mm. Ces caractéristiques très favorables au thermoformage

sont assez éloignées de celles de nos matériaux.

5.1.2.1 Procédés d’élaboration La première étape de l’élaboration consiste à générer un matelas fibreux qui n’est

rien d’autre qu’un enchevêtrement de fibres (lignocellulosiques, thermoplastiques) ayant

une cohésion suffisante. En effet, il est nécessaire de pouvoir acheminer correctement le

matelas jusqu’à la zone de thermoformage. La réalisation du matelas est possible, par des

techniques de tissage, de calandrage, ou par des techniques semblables à celles pratiquées

pour les panneaux de fibres de bois.

La seconde étape consiste au thermoformage du matelas fibreux bois/polymère. La

réalisation de panneaux composites bois/thermodurcissable (OSB, MDF, panneaux de

particules) est un processus de thermoformage dont les mécanismes et difficultés sont

largement étudiés. Ce procédé a été présenté au §2.4.4. Nous allons seulement énumérer les

points importants du thermoformage de matelas fibreux bois/thermoplastique (Osso,

1999) :

• La température est un facteur important du thermoformage car il s’agit d’atteindre un ramollissement optimal sans dégrader le matériau et ce de la façon la plus homogène possible.

• La pression aussi est un facteur prépondérant. Sa répartition doit être uniforme. De plus, l’application d’une pression trop importante, avant le ramollissement du plastique, peut empêcher ce dernier de diffuser correctement le réseau fibreux. En général, les pressions appliquées sont de l’ordre de quelques MPa.

• Les conditions hygrométriques influencent la fibre de bois (problème de plasticité).

• La nature du moule, que ce soit sa surface, son matériau ou sa forme, joue un rôle et offre de nombreuses solutions aux problèmes rencontrés lors du thermoformage.

• La phase refroidissement est une étape qu’il ne faut pas négliger car la cinétique de température influence l’état de contrainte interne du produit.

5.1.2.2 Utilisation des composites « thermoformés » Les produits, obtenus par thermoformage d’un matelas fibreux, sont potentiellement

intéressants pour des secteurs comme l’automobile, l’ameublement et l’emballage. Ces

matériaux contiennent un thermoplastique, parfois une résine thermodurcissable et une très

145 grande quantité de fibres de bois (jusqu’à 90%). De fait, par leur composition

majoritairement ligneuse et leur structure en réseau, ces produits présentent une large

gamme de densité 0,4-2,0 et des épaisseurs très variables (Youngquist et al, 1992). La

structure du composite, qui favorise les fibres à fort facteur de forme, laisse supposer de

meilleures propriétés mécaniques comparées à celles des produits fabriqués par extrusion.

Les bénéfices liés au bois sont similaires à ceux observés pour les composites

bois/polymères en général. L’ajout d’un adhésif comme troisième composante augmente

nettement la performance du composite (tableau 5-1).

Les propriétés de quelques composites bois/thermoplastiques ont été rassemblées

par Osso (1999) et sont présentées dans le tableau 5-1 :

Tableau 5-1 : Propriétés de quelques composites fibreux bois/thermoplastiques

Nature du thermoplastique Quantité de bois (%)

ρ (densité)

Résistance à la rupture (MPa)

E (GPa)

HDPE 60 12,4 2,81 PET + résine phénolique (10%) 80 1,0 30 4,5

PP 70 14,6 3,24 PP + MAPP (3%) 70 22,8 4,08 PP + MAPP (3%) 85 24,2 4,80

PP 90 0,4 2,2 0,5 PP 90 0,7 6,3 1,9

Polyester 90 1,2 20,2 6,56 Polyester + résine phénolique (10%) 80 0,4 3,4 0,58 Polyester + résine phénolique (10%) 80 1,2 42,2 7,8

Le produit Quickform® de la société Isoroy est une bonne application commerciale

de thermoformage d’un matelas fibreux bois/polymères. Sa composition est triple puisqu’il

intègre des fibres de bois, de thermoplastiques et une résine thermodurcissable (figure 5-1).

Les WPC que nous souhaitons développer sont originaux par rapport aux produits

commerciaux existants. Contrairement au moulage OSB de la figure 5-1, il n’est pas

question de consolider le matériau dans sa forme finale mais de réaliser un produit fini ou

semi-fini plan qui a la capacité d’être moulé. Cette capacité peut se mesurer de diverses

façons. Nous allons dans la suite de ce chapitre tenter de la caractériser au mieux selon les

moyens disponibles.

146

Figure 5-1 : Produits commerciaux WPC (Quickform© : produit thermoformé)

5.2 Caractérisation rhéologique de la mise en forme La rhéologie des WPC comporte plusieurs aspects. Le matériau subit des

changements de phase lors d’une augmentation de température suffisante. À ce propos,

nous avons entrepris plusieurs tests mécaniques en température afin de connaître la réponse

du matériau à des sollicitations plus ou moins contraignantes.

5.2.1 Essais de flexion en température

5.2.1.1 Essai de flexion trois points en température L’essai de flexion trois points en température est similaire à celui présenté

précédemment §4.1.3. Nous obtenons donc des MOE et MOR en fonction de la température

(à température de thermoformage, soit environ 180°C).

En ce qui concerne les essais en température, l’acquisition des données de déformation est

directement liée au déplacement du vérin hydraulique. Les caractéristiques du four et de la

machine d’essai sont les suivantes :

Il s’agit d’une machine INSTRON couplée à un four (CERSIM, Université Laval),

avec deux cellules de charge (5 kN et 25 kN), un bâti de flexion trois points et un

bâti de traction avec des mors supportant jusqu’à 5 kN. Le four a une largeur

d’environ 250 mm et peut atteindre une température maximum de 250°C. Le

déplacement du vérin hydraulique est mesuré avec une précision de ± 1 micron.

147

5.2.1.2 Essai de flexion cinq points en température : essai de thermoformage Il n’existe pas de définition normalisée de la thermoformabilité. Une mesure

conventionnelle est basée sur la géométrie du moule cylindrique le plus contraignant pour

le matériau. Elle s’exprime par le rapport hauteur/diamètre du moule maximum admissible

par le matériau avant qu’il ne développe une fissuration. La mise en œuvre de ce type de

mesure conventionnelle a été remplacée par un test de flexion 5 points plus rapide et plus

facile. Cet essai de flexion avec double courbure a pour but de comparer l’aptitude au

cintrage des panneaux MDF commerciaux avec nos WPC1.

h d

R th erm o = h /d (d = 3 2 ,5 m m )

Figure 5-2 : Définition de la thermoformabilité (critère du plan d’expérience préliminaire)

La figure 5-2 explicite le rapport h/d qui est le rapport entre le déplacement de la

force et la distance entre les appuis (rouleaux cylindriques). Il est important de noter que

théoriquement, il faudrait faire intervenir l’épaisseur de l’échantillon, de manière à ramener

cette définition à une déformation maximale admissible. Ceci n’a pas été jugé nécessaire

car l’épaisseur de l’ensemble des échantillons était constante. La dimension entre les

rouleaux étant constante aussi, l’expression de la thermoformabilité s’est donc limitée à la

mesure du déplacement dû à la force (déflexion de l’éprouvette).

Ce test s’effectue dans une enceinte climatique, à une température au moins égale à

la température de fusion du polymère. Le contrôle de l’humidité n’ayant pas été possible,

l’atmosphère a été considérée sèche. En effet, la mise en température à 180°C du dispositif

complet (échantillons inclus) dure au moins une heure ce qui assèche fortement le milieu.

148 La figure 5-3 donne une idée du dispositif expérimental utilisé. L’éprouvette est mise en

température progressivement avant d’être sollicitée mécaniquement. Les dimensions sont

les suivantes : longueur environ 180 millimètres ; largeur une vingtaine de millimètres ;

épaisseur de 7 à 8 mm.

Figure 5-3 : Dispositif expérimental de thermoformage (LRBB, Université Bordeaux I)

5.2.2 Essais de traction en température Ce sont sur les bases de l’essai §4.1.3 que nous avons réalisé les essais de traction

en température. L’essai est identique, excepté qu’il est effectué à haute température dans

une plage de thermoformage i.e. 180 à 200°C. Nous obtenons alors des propriétés

mécaniques à température de thermoformage. Les mesures sont faites par la caméra CCD à

travers la vitre du four avec la même précision et par la cellule de charge 5 kN. Les

caractéristiques du four non contrôlé en humidité sont indiquées au §5.2.1.1.

5.2.3 Estimation de la température réelle des échantillons Un des aspects importants des essais en température est la température réelle au

cœur de l’échantillon. Certes, la température du four procure une indication précise de

l’environnement dans lequel l’essai est effectué mais elle ne garantie en rien l’équilibre

149 thermique de l’éprouvette. Afin de s’assurer de cet équilibre, nous avons estimé le temps

nécessaire à cette mise en condition. Cette estimation est basée sur une approche empirique

utilisée comme approximation pour le séchage du bois (courbe de température au plan

moyen pour un plateau infini d’épaisseur 2L ; Heisler cité par Kreith, 1986). Il est

essentiellement question de conduction thermique. Le cheminement se fait en plusieurs

étapes. Tout d’abord, il faut déterminer les températures de travail, les données thermiques

et l’épaisseur du matériau :

Ti, la température initiale du matériau Text, la température du four ou température extérieure T0,t, la température d’équilibre que l’on souhaite atteindre au temps t αd, la diffusivité thermique du matériau k, la conductivité thermique du matériau 2L, l’épaisseur du panneau

Une fois les paramètres précédents déterminés, les équations suivantes vont aboutir à

l’expression d’une durée correspondant au temps nécessaire pour atteindre l’équilibre :

HeislerdecourbeAAfA

heuresenLAtAL

t

AhLk

ATTTT

d

d

exti

extt

),(

)3600

1(

213

23

32

2

1,0

=

×=⇒=

=

=−−

αα

Éq. 5-1

Éq. 5-2

Éq. 5-3

Éq. 5-4

La prise en compte des différentes composantes des WPC se fait par l’estimation des

coefficients de diffusivité et de conductivité grâce à la simple loi des mélanges. Le tableau

5-2 indique la gamme des durées estimées selon la nature du composite et de la température

souhaitée (seule la proportion de PP est prise en compte en plus des caractéristiques des

panneaux MDF). L’épaisseur des panneaux est environ 11x10-3 m. La présence d’autres

fibres naturelles n’a pas été prise en compte dans les calculs. Les données pour le

polypropylène sont fournies sous forme d’intervalles ce qui a conduit à une estimation

d’une durée maximum pour le cas le plus défavorable, et à l’estimation d’une durée

minimale. Les durées obtenues sont de l’ordre d’une demi-heure pour atteindre un équilibre

à 170°C en partant d’un échantillon à température ambiante et une température du four de

150 180°C. Cette demi-heure en chauffage conventionnel pourrait probablement être nettement

améliorée grâce à l’usage de techniques de chauffage non conventionnelles comme les

micro-ondes ou autres rayonnements.

Tableau 5-2 : Estimation du temps nécessaire pour atteindre une température d’équilibre

WPC Ti (°C)

Text (°C)

T0,t (°C)

αd (x10-7 m2.s-1)

k (W.m-1.K-1)

t (heures)

Panneau MDF* 25 180 170 1,22 0,114 0,45 WPC(70/30) max 25 180 170 1,03 0,110 0,53 WPC(70/30) min 25 180 170 1,28 0,146 0,48 WPC(85/15) max 25 180 170 1,12 0,112 0,49 WPC(85/15) min 25 180 170 1,25 0,130 0,44 Panneau MDF* 25 90 85 1,22 0,114 0,41 WPC(70/30) max 25 90 85 1,03 0,110 0,49

* données de Planche (1999) et avec WPC ( % MDF / %PP )

5.3 Caractérisation dynamique des WPC2 Les propriétés viscoélastiques d’un matériau sont mesurables à l’aide de l’analyse

dynamique thermomécanique. Le matériau est excité par une contrainte périodique, la

réponse en déformation fournit les grandeurs nécessaires à l’analyse. Le module dynamique

de stockage E’ est la propriété la plus importante pour rendre compte de la capacité d’un

matériau composite à supporter un chargement. Cette mesure est, par ailleurs, assez proche

d’un module de flexion statique. E’ est donc la réponse élastique du matériau. Le module

de perte E’’ représente la réponse visqueuse du matériau à une sollicitation dynamique

externe. Le rapport du module de perte sur le module de stockage est défini comme le

facteur de perte mécanique, noté tan δ. Ce rapport indique la pondération entre la phase

élastique et la phase visqueuse de la structure polymère. Il est possible de faire la relation

avec les propriétés d’impact (Saha et al, 1999 ; Gearing, 1999).

E ’’

E ’

E * = E ’ + iE ’’

δ

p o ly m è re

M é ta l ( re s s o rt)

É ta t fo n d uh u ile

E ’’

E ’

E * = E ’ + iE ’’

δ

p o ly m è re

M é ta l ( re s s o rt)

É ta t fo n d uh u ile

Figure 5-4 : Comportement viscoélastique schématique de différents matériaux (adapté de Gearing, 1999)

151 Le comportement rhéologique de matériaux est présenté figure 5-4. La formulation des

modules complexes et autres grandeurs dynamiques s’exprime comme suit :

EE

GiGG

EiEE

′′′=

′′+′=

′′+′=

δtan

*

*

Éq. 5-5

Éq. 5-6

Éq. 5-7

Pour les solides, il est intéressant de noter que le module d’élasticité dynamique est

toujours supérieur au module d’élasticité statique. En fait, le module dynamique est

équivalent au module statique pour une fréquence nulle, puis il augmente avec la fréquence

de sollicitation. Ce comportement est valable pour l’ensemble des solides qui n’ont pas, en

réalité, un comportement élastique idéal (Ouis, 2002).

5.3.1 Échantillonnage Les éprouvettes utilisées lors d’essai DMTA sont relativement petites. Les

rhéomètres sont généralement dévolus à l’étude de matériaux polymères, minéraux et

métalliques homogènes et peu poreux. Le dispositif est de dimensions modestes, il intègre

un four et un système capable de réaliser des sollicitations dynamiques. Les échantillons

sont rectangulaires avec quelques dizaines de millimètres de long, une dizaine de

millimètres de large et quelques millimètres d’épais. Ils sont prélevés à l’intérieur d’une

éprouvette qui devait servir aux tests de flexion. L’éprouvette de flexion est découpée en

deux selon son épaisseur, puis chaque morceau est découpé aux largeurs et longueurs

spécifiques de chacun des essais. La mise aux dimensions exactes se fait par un ponçage

qui s’est avéré assez délicat à cette échelle.

5.3.2 Essais dynamiques La fréquence de sollicitation est choisie à 1 Hz pour la mesure des grandeurs en

fonction de la température, ce qui représente une fréquence classique pour les polymères.

La plage de température commence à une vingtaine de degrés Celsius en fonction de la

152 température du laboratoire. Elle se termine aux alentours de 200°C avec une cinétique de

chauffe variable afin de mieux observer la réponse du composite. L’ensemble des essais est

entièrement contrôlé par un ordinateur.

Pour chacun des essais dynamiques il est nécessaire de procéder chronologiquement

de la façon suivante :

• Un essai permettant de déterminer la limite de viscoélasticité linéaire grâce à un balayage en déformation aux températures extrêmes de la plage.

• Un essai afin d’observer le comportement en fonction du temps grâce à un balayage en fréquence. Cela permet de s’assurer du bien fondé du choix de la fréquence à 1 Hertz.

• L’essai prédominant est le balayage en température à la fréquence et la déformation prédéfinies. La cinétique de chauffe est la même afin de comparer les échantillons entre eux. Toutefois, la variation de la cinétique permet d’observer plus ou moins bien certains phénomènes comme les transitions vitreuses des composantes du matériau.

5.3.2.1 Flexion et double porte-à-faux

5.3.2.1.1 Flexion trois points

Les capacités de la machine définissent les dimensions des échantillons qui seront

testés. La longueur de l’éprouvette est d’environ 52 mm, pour une largeur de 12 mm et une

épaisseur de 3 mm. La machine d’essai, une RSA II (Rheometric Scientific) a été mise à

disposition par l’intermédiaire du CERSIM.

5.3.2.1.2 Double porte-à-faux (flexion d’éprouvettes encastrées)

Les dimensions des éprouvettes sont approximativement 45 mm de long, 6 mm de

large et de 2,5 à 2,8 mm d’épaisseur. Elles sont retaillées à partir des éprouvettes de flexion

dynamique. A la différence de l’essai de flexion, les échantillons sont fixés et légèrement

précontraints aux extrémités dans la direction horizontale. La flexion s’accomplit au centre

de ces derniers, non pas par un point d’appui simple mais grâce à une fixation. Le retour du

matériau, habituellement laissé comme une relaxation libre, est imposé.

5.3.2.2 Torsion rectangulaire

Les essais dynamiques de torsion rectangulaire s’effectuent à l’aide d’un rhéomètre

à déformation imposée (appareil ARES de Rheometric Scientific mis à disposition par le

153 CERSIM, Université Laval). Les éprouvettes subissent une torsion en mode dynamique qui

permet la mesure du moment MT qui conduit à l’expression d’un module de cisaillement.

( ) 1

0

2

1

8.131000

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∆∆

=

×=×=

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

×

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

×=

KenLT

LT

KMK

Gel

le

K

t

T

α

θγτ γτ

τ

Éq. 5-8

Éq. 5-9

Éq. 5-10

( ) ( )

γτη

ωωηηη

δγτ

γτδγτδ

&=

′−′′

=′′−′=

′′′==

×=′′×=′

plusdeGiGi

GGetG

GetG

*

* tan

sincos

Éq. 5-11

Éq. 5-12

Éq. 5-13

Θ est l’angle de cisaillement du moteur, ω la fréquence angulaire, γ est la déformation de cisaillement, τ la contrainte de cisaillement, Kτ et MT le torque.

La mesure de la dilatation thermique linéaire αt(T) est faite entre 20°C et 200°C

sous une tension constante de 6 N imposée par l’essai de torsion (figure 5-5).

épaisseur 3mm

largeur 12mm

longueur45mm

efforts de torsion

faible force de tension (6N)

Torsion rectangulaireen mode dynamique

épaisseur 3mm

largeur 12mm

longueur45mm

efforts de torsion


épaisseur 3mm

largeur 12mm

longueur45mm

efforts de torsion


Torsion rectangulaireen mode dynamique

pince

pince

épaisseur 3 mm

largeur 12 mm

longueur45 mm

faible force de tension (6 N) Figure 5-5 : Schéma de l’essai de torsion rectangulaire dynamique

154

5.4 Comportement rhéologique

5.4.1 Résultats des essais de thermoformage : flexion cinq points Cet essai est très contraignant pour le matériau car nous imposons une double

courbure successive à l’échantillon. Les essais ont été uniquement réalisés sur l’ensemble

des échantillons WPC1 du plan d’expérience préliminaire (LRBB, Université Bordeaux I).

La figure 5-6 donne une vue d’ensemble du comportement des différents composites lors

du thermoformage. Les figures 5-6a et 5-6b reprennent les mêmes courbes que la figure

principale avec une séparation en catégories pour offrir une meilleure lisibilité. Seuls les

composites, fabriqués par mélange homogène contenant 30% de PP et des fibres naturelles

autre que des fibres MDF, présentent d’excellentes aptitudes au thermoformage (une forte

flèche pour de faibles forces exercées) avec des vitesses assez rapides et une force

appliquée relativement faible (tableau 5-3). La plupart des WPC1 se comportent selon les

mêmes étapes : une première phase élastique au cours de laquelle la force exercée

augmente, une seconde phase plastique à force constante, et enfin une phase de

“durcissement” qui correspond à la limite de cintrage avant rupture de l’échantillon

(possibilité d’apparition de zones comprimées pour certains WPC1). L’importance de la

zone visqueuse et la force correspondante représentent l’aptitude au cintrage de

l’échantillon. Le palier en force correspond à l’état ramolli ou fondu du thermoplastique qui

flue à l’intérieur du matériau.

Nous allons discuter des résultats sur les trois types de composites :

• Les stratifiés : post mise en forme à 180°C

La figure 5-6a montre deux courbes représentatives de mise en forme de stratifiés avec 1 ou 3 couches. Les courbures obtenues sont acceptables et présentent une flèche qui augmente de 4 à 6 fois par rapport au panneau MDF1 de référence. Cependant, même si le matériau conserve sa rigidité, des zones de délaminations aux interfaces bois/plastique ont été observées. En particulier, des décollements ont été observés aux points de courbure maximale que ce soit des monocouches ou tricouches plastiques. Lors d’essais préalables sur le cintrage de stratifié MDF/LDPE (Faessel, 1999), les couches thermoplastiques autorisaient le glissement des différentes strates les unes sur les autres. Il s’agissait, dans ce cas, plutôt d’une courbure simple sur un empilement de panneaux minces que d’un véritable thermoformage. L’essai de flexion 5 points est plus coercitif, le glissement

155

n’est pas suffisant car le matériau est sollicité dans de multiples directions (voir figure 5-6).

• Les mélanges homogènes : post mise en forme à 180°C

Les courbes de mise en forme de ce type de matériau (figure 5-6b) peuvent être divisées en deux groupes : les composites possédant uniquement des fibres de bois type MDF1 et les composites intégrant pour partie des fibres naturelles F.L ou B.R. Le premier groupe présente des courbures quasi nulles. En effet, la force augmente continuellement jusqu’à l’endommagement du matériau : soit par délaminage, soit par rupture de la surface aux points d’inflexion du matériau. Le second groupe présente les meilleurs résultats obtenus. La flèche est multipliée par un facteur allant de 8 à 11. De plus, les matériaux n’exhibent aucun endommagement apparent, aucune fissure visible. Par comparaison avec les stratifiés, nous constatons que la phase élastique est beaucoup plus restreinte, le palier plastique est plus étendu et la force nécessaire pour atteindre la plastification est également plus faible. L’apport du PP1 en mélange homogène semble améliorer significativement le flux de la matière lors du cintrage. Le rôle joué par le bois rétifié n’est pas très clair mais primordial. Les propriétés interfaciales associées aux dimensions du B.R pourraient expliquer les améliorations observées. Des phénomènes de friction et une meilleure homogénéité du mélange sont des facteurs probablement responsables de la bonne aptitude au post-thermoformage. La figure 5-7 montre l’échantillon obtenu après mise en forme. Cette photographie confirme que l’aptitude au cintrage est bonne, les courbures obtenues étant homogènes. Les résultats de courbure avec les F.L sont semblables à ceux des mélanges contenant du B.R. Cette fois, la géométrie du renfort est très différente. Les fibres sont beaucoup plus grossières et se composent d’une agglomération de fibres qui pourrait permettre un réarrangement conduisant à une plus grande capacité de fléchissement.

• Les composites mixtes : post mise en forme à 180°C

La courbe de cintrage de ce matériau est présentée sur la figure 5-7a. Là encore, la force nécessaire à la plastification du matériau est faible, mais l’amplitude de l’écoulement (cintrage) est plus réduite que précédemment. Il semble que l’approche de type stratifié, si elle convient bien à de simples courbures, s’adapte moins à une mise en forme plus complexe. Le mélange homogène est dans ce cas plus performant. L’association de ces deux approches par la mixité souffre des difficultés rencontrées par la formulation stratifiée. Toutefois, la quantité totale de plastique n’a pas dépassé les 15% ce qui n’est peut-être pas suffisant. L’augmentation de la quantité de plastique n’a pas été envisagée compte tenu du fait que la mise en œuvre est déjà plus complexe et que le mélange homogène répond correctement à nos attentes.

Les vitesses de mise en forme regroupées dans le tableau 5-3 démontrent la rapidité des

mélanges homogènes ayant réussis leur post-thermoformage. L’ensemble des essais a été

effectué à une vitesse constante de 0,1 mm/s. L’essai en tant que tel dure quelques minutes

156 (voir moins d’une minute) alors que la montée en température de l’enceinte est

extrêmement plus longue, soit une à deux heures pour atteindre l’équilibre.

0

100

200

300

400

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

mixte MDF(85)/PP(10)/PE(5)MDF(70)/PP(30)MDF(90)/PP(10)MDF-FL(70)/PP(30)MDF-BR(70)/PP(30)stratifié MDF(70)/PP(3*10)mixte MDF-FL(85)/PP(10)/PE(5)stratifié MDF-BR(95)/PE(5)MDF-FL(90)/PP(10)

h : flèche maximale au centre (mm)

Forc

e ap

pliq

uée

(N)

0

100

200

300

400

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

mixte MDF(85)/PP(10)/PE(5)MDF(70)/PP(30)MDF(90)/PP(10)MDF-FL(70)/PP(30)MDF-BR(70)/PP(30)stratifié MDF(70)/PP(3*10)mixte MDF-FL(85)/PP(10)/PE(5)stratifié MDF-BR(95)/PE(5)MDF-FL(90)/PP(10)

h : flèche maximale au centre (mm)

Forc

e ap

pliq

uée

(N)

400 N

200

4 8 12 16 20 mm

MDF avec BR ou FL30% de PP

MDF avec FL10% de PP

b. Ensemble des composites à mélange homogène

Absence de fibres BR ou FLPP 10 et 30% respectivement

400 N

200

4 8 12 16 mm

Composites mixtes

Composites stratifiés

? Stratifié 1 couche PE

+ Stratifié 3 couches PP

Mixte avec FL

a. Ensemble des composites mixtes et stratifiés

400 N

200

4 8 12 16 20 mm





400 N

200

4 8 12 16 20 mm





400 N

200

4 8 12 16 mm

Composites mixtes




Mixte avec FL


400 N

200

4 8 12 16 mm

Composites mixtes




Mixte avec FL

400 N

200

4 8 12 16 mm

Composites mixtes




Mixte avec FL


F

h h

F

Figure 5-6 : Essai de thermoformabilité sur les composites WPC1

(flexion 5 points à 180°C) a. Courbes sur les WPC1 mixtes et stratifiés b. Courbes sur les mélanges homogènes

157 Les améliorations de chauffage de l’enceinte entreprises n’ont pas pu accélérer davantage

ce processus. L’usage d’un mode de chauffage non conventionnel pourrait résoudre ces

problèmes.

Tableau 5-3 : Spécificité du thermoformage selon la nature du WPC1

Composites WPC1 Type Vmax (mm/s)

Fpalier (N)

Remarques

MDF1 (90) / PP1(10) Mélange homogène 0,1 -- délaminage, rupture de surfaces

MDF1 (70) / PP1(30) Mélange homogène 0,1 -- délaminage, rupture de surfaces

MDF1-F.L(70) / PP1(30) Mélange homogène 0,5 ~100 excellente courbure MDF1-B.R(70) / PP1(30) Mélange homogène 1,0 ~100 excellente courbure

MDF1 (70) / PP1(3*10) Stratifié (3 couches) 0,1 ~275 délaminage aux interfaces

MDF1-B.R(95) / PE(5) Stratifié (1 couche) 0,1 ~200 délaminage MDF1-F.L(85) / PP1(10) / PE(5) Mixte 0,1 <100 problèmes des stratifiés Vmax : vitesse maximale d’application de la force au cours du thermoformage. Fpalier : force appliquée au moment correspondant à l’écoulement du thermoplastique. Le tableau 5-4 résume les principaux résultats obtenus en matière de thermoformabilité :

rayon de courbure minimal et indice de thermoformabilité. Ces résultats confirment le fait

que la mise en œuvre sous forme de mélange homogène améliore considérablement

l’aptitude à la mise en forme. Ceci est vrai pour une fraction de PP1 de l’ordre de 30%, car

les échantillons qui ne contenaient que 10% de PP1 n’ont pas donné d’aussi bons résultats.

D’autre par, l’apport de fibres longues et de sciure de bois rétifié a contribué, dans notre

expérience, à améliorer la thermoformabilité.

Tableau 5-4 : Thermoformabilité des WPC1

MDF commercial Stratifié Mixte mélange

homogène/stratifié Mélange

homogène RCminimum

1 (mm) 400 * 100 100 15

Rthermo2 max 0,15 ** 0,4 0,4 0,7

1 rayon de courbure minimum obtenu ; 2 indice de thermoformabilité optimum (voir figure 5-2). * données de Planche (1998) ; ** surestimation à partir d’une courbure simple. La figure 5-7 montre le résultat d’un thermoformage réussi. L’échantillon présente une

triple courbure caractéristique de l’essai de flexion 5 points. Ce sont les zones de transition

entre deux courbures qui sont les plus sollicités mécaniquement.

158

Figure 5-7 : Photographie du thermoformage réussi du composite MDF-B.R(70)/PP(30) avec schématisation des contraintes lors de l’essai

5.4.2 Résultats des essais statiques à température de thermoformage Les essais de flexion trois points et de traction effectués à haute température

(180°C) ont été réalisés afin de déterminer les propriétés des composites WPC2 à une

température équivalente à la température de thermoformage. En effet, les essais de

thermoformage sont, comme nous l’avons mentionné au précédent paragraphe, trop

complexes pour pouvoir en tirer des caractéristiques mécaniques et il apparaît nécessaire de

connaître certaines grandeurs.

5.4.2.1 Propriétés de flexion à température de thermoformage

Tableau 5-5 : Flexion 3 points à température de thermoformage (180°C)

WPC2 ρ

(densité) E flexion (MPa)

Ef spécifique (MPa)

MORflexion (MPa)

MORf spécifique (MPa)

Référence 0,100,0

0,58 (2)

1272 (6)

2185 (7)

14,96 (8)

25,72 (10)

30,75,0 F.L 0,63 (5)

410 (10)

650 (7)

4,52 (14)

7,18 (13)

15,75,3 F.L 0,61 (4)

620 (23)

1021 (23)

6,13 (7)

10,09 (5)

15,75,0 B.R 0,62 (6)

916 (23)

1475 (19)

7,43 (20)

11,98 (16)

30,75,0 B.R 0,63 (3)

549 (13)

871 (12)

4,88 (14)

7,74 (12)

30,75,3 B.R 0,65 (5)

502 (23)

695 (40)

4,98 (30)

7,05 (46)

Erreur type 0,006 51 91 0,56 1,01 ( ) : Coefficient de variation en %

159 Les modules d’élasticité et de rupture à 180°C en flexion 3 points sont rassemblés

dans le tableau 5-5. Les données ont été traitées statistiquement par une analyse de variance

présentée au §4.2.4.1. Le résultat des comparaisons simples est résumé au tableau 5-6.

Les comparaisons sont traitées et commentées de façon successive :

1. La première observation provient des valeurs obtenues pour le panneau composite MDF/pMDI. Ces composites références possèdent les modules les plus élevés à 180°C ce qui est logique étant donné l’absence de thermoplastique. Cette affirmation est confirmée par le contraste MDF vs autres WPC2 qui indique des différences hautement significatives (tableau 5-6). C’est de loin la comparaison simple la plus prépondérante. Elle explique pour plus de 60% à 90% des variations du modèle statistique.

2. Le deuxième contraste compare les composites avec fibres longues et ceux contenant du bois rétifié. L’analyse statistique nous révèle qu’il existe bien une différence significative pour le MOE en flexion entre ces deux groupes. Le tableau 5-5 indique que la présence des F.L produit des propriétés à 180°C qui sont plus faibles.

3. Le contraste 15% vs 30% plastique est hautement significatif pour les quatre grandeurs présentées. Les propriétés diminuent avec l’augmentation de la quantité du thermoplastique. Ce comportement est conforme à nos attentes puisqu’il rend compte de l’influence de l’ajout du thermoplastique. En revanche, la baisse du MOR, bien qu’elle soit logique, n’est pas une caractéristique souhaitable.

4. Le rôle du MAPP vs PP n’est pas significatif. Les remarques proposées pour la flexion à température ambiante s’appliquent à la flexion à 180°C. La cohésion est moins sollicitée en traction donc le rôle de l’agent est mineur.

5. Le contraste 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R n’est pas non plus significatif ce qui vient confirmer la précédente comparaison.

Tableau 5-6 : Contrastes sur les WPC2 en flexion à 180°C (ANOVA)

Eflexion (MPa)

Eflexion spécifique (MPa)

MORflexion (MPa)

MORflexion spécifique (MPa)

Contrastes p = probabilité d’obtenir une statistique aussi grande que la valeur calculée sous H0, i.e. juste par hasard (niveau α=0.95)

MDF vs autres WPC2

<,0001** <,0001** <,0001** <,0001**

F.L vs B.R 0,0106* 0,0372* 0,3036 n.s 0,6836 n.s 15% vs 30%

Plastique <,0001** <,0001** <,0001** <,0001**

MAPP vs PP 0,2238 n.s 0,0942 n.s 0,8885 n.s 0,5771 n.s 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

0,5611 n.s 0,1753 n.s 0,8828 n.s 0,5333 n.s


160 Les modules de flexion mesurés présentent des coefficients de variation assez élevés. Il est

probable que la quantité plus ou moins exacte de thermoplastique présent dans l’éprouvette

soit à l’origine de l’augmentation de la variabilité. Au même titre, la variabilité intra

panneau des différents constituants influence les propriétés et leur dispersion.

5.4.2.2 Propriétés de traction à température de thermoformage

Tout comme pour la traction à température ambiante, les propriétés de traction à

température élevée (180°C) fournissent plus d’informations quant au rôle des différents

constituants sur le comportement des WPC2 que la flexion à 180°C (tableaux 5-6 et 5-7).

Tableau 5-7 : Traction à température de thermoformage (180°C) sur les WPC2

WPC2 ρ Etraction (MPa)

Etraction spécifique (MPa)

MOR traction (MPa)

MORt spécifique (MPa)

Référence 0,100,0

0,63 (5)

1370 (14)

2174 (12)

10,72 (11)

17,02 (8)

30,75,0 F.L 0,64 (3)

660 (18)

1025 (16)

4,43 (11)

6,89 (9)

15,75,3 F.L 0,66 (4)

1286 (17)

1940 (15)

7,62 (8)

11,51 (6)

15,75,0 B.R 0,66 (5)

1198 (13)

1825 (10)

6,16 (13)

9,37 (8)

30,75,0 B.R 0,62 (7)

778 (29)

1248 (25)

4,01 (22)

6,44 (16)

30,75,3 B.R 0,67 (4)

1153 (18)

1703 (15)

5,92 (14)

8,76 (11)

Erreur type 0,005 46 67 0,35 0,53 ( ) : Coefficient de variation (%) Les comparaisons sont traitées et commentées de façon successive :

1. La première observation provient des valeurs obtenues pour le panneau composite MDF/pMDI. Ces composites références possèdent les modules les plus élevés à 180°C ce qui est logique étant donné l’absence de thermoplastique. Cette affirmation est confirmée par le contraste MDF vs autres WPC2 qui indique des différences hautement significatives (tableau 5-8). Cette comparaison simple explique pour moins de 30% des variations du modèle statistique pour les MOE et les MOE spécifiques, et plus de 70% pour les MOR.

2. Le deuxième contraste F.L vs B.R révèle qu’il existe bien une différence significative entre ces deux groupes pour le MOR en traction. Le tableau 5-7 indique que la présence des F.L produit des propriétés à 180°C qui sont plus faibles.

161

3. Le contraste 15% vs 30% plastique est hautement significatif pour les quatre grandeurs présentées. Les propriétés diminuent avec l’augmentation de la quantité du thermoplastique. Ce comportement est conforme à nos attentes puisqu’il rend compte de l’influence de l’ajout du thermoplastique. En revanche, la baisse du MOR, bien qu’elle soit logique, n’est pas une caractéristique souhaitable.

4. Le rôle du MAPP vs PP est hautement significatif. L’agent de couplage améliore de beaucoup les propriétés mécaniques, le contraste explique jusqu’à 34% des variations du modèle pour le MOE notamment. Ceci renforce le constat selon lequel l’adhésion influence davantage une sollicitation en traction plutôt qu’en flexion.

5. Le contraste 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R est lui aussi significatif voir hautement significatif ce qui vient confirmer la comparaison précédente sans équivoque (ce contraste se soustrait aux interactions entre les différents facteurs).

Tableau 5-8 : Contrastes sur les WPC2 en traction à 180°C (ANOVA)

Etraction (MPa)

Etraction spécifique

(MPa) MORtraction

(MPa) MORtraction spécifique

(MPa) Contrastes p = probabilité d’obtenir une statistique aussi grande que la valeur calculée sous H0, i.e.

juste par hasard (niveau α=0.95) MDF vs

autres WPC2 <,0001** <,0001** <,0001** <,0001**

F.L vs B.R 0,2618 n.s 0,1852 n.s 0,0189* 0,0021** 15% vs 30%

Plastique <,0001** <,0001** <,0001** <,0001**

MAPP vs PP <,0001** <,0001** <,0001** <,0001** 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

0,0003** 0,0178* <,0001** <,0001**


5.4.2.3 Comportement d’allongement en fonction de la température Les résultats de l’allongement, que ce soit pour la flexion 3 points ou la traction,

renseignent sur le comportement des WPC2, à savoir s’ils sont fragiles (ou plutôt quasi-

fragiles), semi-ductiles ou ductiles. L’allure des courbes de contrainte-déformation est

caractéristique de chacun de ces comportements (figure 5-8). Les courbes de flexion force-

déplacement sont des équivalents des courbes contrainte-déformation, le déplacement

correspond à la déformation en flexion au centre de l’éprouvette.

162

contrainte

déformation

Comportement fragile

Comportement ductile

Comportement semi ductile

contrainte

déformation

contrainte

déformation







Figure 5-8 : Schématisation des comportements possibles en contrainte-déformation

Le comportement en flexion ou en traction des panneaux de fibres à base de bois est de

type fragile ou quasi-fragile, cela se vérifie pour nos panneaux référence MDF/pMDI que

ce soit à 20°C ou à 180°C (figures 5-9 et 5-10 ; voir à l’annexe C pour les figures en

traction). Les autres WPC2 sont globalement quasi-fragiles (figure 5-9) à température

ambiante alors qu’ils deviennent semi-ductiles, voir ductiles pour certains lors d’une

sollicitation à 180°C en flexion. C’est dans ces changements de comportements que

s’exprime la composante thermoplastique des WPC2. Plus le matériau contient du PP2,

plus il devient ductile à 180°C (figure 5-10). Le thermoplastique transforme un matériau

qui est essentiellement élastique (MDF) en un matériau pour le moins viscoélastique. Le

matériau qui montre la plus grande ductilité est sans aucun doute le composite 30,75,0 F.L.

Les fibres longues sont certainement à l’origine de cette bonne disposition pour le post-

thermoformage. Cette ductilité s’accompagne de forces de sollicitation assez faibles qui

indiquent que les réarrangements du réseau fibreux sont tributaires du comportement du

thermoplastique aux interfaces bois/plastique.

163

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12 14

flèche au centre (mm)

Forc

e ap

pliq

uée

(N)

MDF/pMDI

30,75,0 F.L

15,75,0 B.R

30,75,0 B.R

15,75,3 F.L

30,75,3 B.R

Figure 5-9 : Comportement force-déplacement en flexion des WPC2 à température ambiante (courbes expérimentales à 25°C ± 3°C)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 2 4 6 8 10 12 14

flèche au centre (mm)

Forc

e ap

pliq

uée

(N)

30,75,0 B.R

MDF/pMDI

30,75,3 B.R

30,75,0 F.L

15,75,0 B.R

15,75,3 F.L

Figure 5-10 : Comportement force-déplacement en flexion des WPC2 à 180°C (courbes expérimentales)

164 L’augmentation de la capacité de déformation n’est pas aussi importante qu’on aurait pu le

souhaiter ou le prévoir, compte tenu de l’aptitude de certains WPC1. La figure 5-11

souligne les gains obtenus en déformation lors d’une sollicitation à 20°C et 180°C pour

l’ensemble des WPC2. Il faut tout d’abord préciser que les déformations observées pour

l’ensemble des WPC2, aussi bien en traction qu’en flexion, sont du même ordre de grandeur

et c’est en ce sens que les résultats peuvent sembler surprenants. L’ajout du

thermoplastique permet un gain certain en déformation en fonction de la température mais

pas en terme de déformation globale par rapport au panneau MDF/pMDI de référence.

Dans un premier temps, nous discuterons des gains d’aptitude à la déformation observés,

puis nous reviendrons sur les raisons possibles de ces faibles déformations pour les WPC2

par rapport au composite référence et aux WPC1.

La première remarque à faire sur la figure 5-11 est la différence entre la traction et la

flexion. Alors que le panneau composite référence MDF/pMDI se déforme d’environ 30%

de plus à 180°C qu’à 20°C, à la fois en traction et en flexion, les autres WPC2 se

comportent très inégalement selon la nature de la sollicitation.

Les résultats du gain en déformation pour la flexion des WPC2 montrent peu d’aptitude au

thermoformage. Nous parlons de gain puisque l’objectif est d’obtenir un matériau qui, à

haute température, soit le plus malléable possible. Seul le composite 30,75,3 B.R semble un

peu tirer profit de la composante thermoplastique (gain > 30%) mais pas dans les

proportions observées lors de l’essai de thermoformage d’un composite WPC1 quasi

semblable, du moins en quantité pour le thermoplastique. C’est donc, vraisemblablement,

dans les modifications apportées aux WPC2 qu’il faut chercher les réponses. Les deux

principales modifications sont le changement de la colle UF pour une colle pMDI (plus

efficace, mieux distribuée et en quantité légèrement plus élevée) et la morphologie des

fibres PP2 (beaucoup plus petites en longueur et en diamètre). La quantité de colle peut

entraîner une cohésion trop grande conduisant à un réseau trop rigide mais c’est davantage

la morphologie des fibres de polypropylène, en particulier leur écoulement à haute

température qui pourrait expliquer ces gains faibles.

165

MDF 30,75,0FL 15,75,0BR 30,75,0BR 15,75,3FL 30,75,3BR

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

traction

flexion

Gain en aptitude à la déformationde 20 à 180°C (%)

Figure 5-11 : Comparaison du comportement en déformation des WPC2 en flexion et traction entre 20 et 180°C

L’architecture des panneaux est celle d’un nontissé qui peut se décrire comme un

assemblage aléatoire (avec une isotropie dans le plan du panneau) de maillons

interconnectés. Les maillons de fibres de bois sont maintenus par des points de colle et des

liaisons chimiques. L’insertion de fibres PP revient à créer des maillons qui, contrairement

aux fibres de bois sont extrêmement sensibles à la température de thermoformage. La

réduction des dimensions des fibres réduit le nombre de connections qu’une fibre plastique

possède avec le réseau de fibres de bois. Les réarrangements fibreux sont, de fait, moins

importants ce qui peut constituer une explication. La disposition des éprouvettes lors de

l’essai de flexion est plus propice aux écoulements de la matière plastique dans les pores du

réseau qui sont disposés perpendiculairement au plan du panneau composite. Ces

écoulements par gravité s’opèrent lors de la phase d’essai qui comporte une phase de

chauffage d’au moins une demi-heure. Le thermoplastique ne remplissant pas son rôle

d’élément favorisant l’étirement alors ce sont uniquement les fibres naturelles et le réseau

qu’elles forment qui sont à même de se déformer. Il est logique, dans ces conditions, que la

sciure ne favorise que peu la déformation par rapport aux fibres longues ; si les composites

contiennent moins de matériau cellulosique que le composite référence, ils sont moins

déformables. Le cas du composite 30,75,3 B.R, comparé au composite 30,75,0 B.R, est un

166 peu à part, puisque l’on obtient la meilleure aptitude à la déformation. Le lien crée entre le

thermoplastique et le bois via l’agent de couplage MAPP, a sans doute permis de profiter

un minimum du thermoplastique moins à même de s’écouler ou de migrer inutilement vers

les zones poreuses du réseau fibreux.

L’essai de traction est un peu différent puisque les éventuels écoulements par gravité,

susmentionnés, se font dans le plan des fibres ce qui entraîne davantage de friction et

visiblement une meilleure utilisation du thermoplastique. Les résultats de la figure 5-11

pour la traction sont pour l’ensemble des WPC2 assez conforme à nos attentes, puisque

l’augmentation de la quantité de thermoplastique améliore la capacité de déformation.

Toutefois, les résultats pour le 30,75,3 B.R sont étonnamment faibles. La présence du

MAPP et des forts liens qu’il engendre, semble empêcher l’allongement du composite en

traction.

Globalement, le comportement des WPC2 en déformation, s’il devient bien ductile avec le

thermoplastique, n’est pas dans les proportions observées pour l’essai de thermoformage

des WPC1. Aux vues des résultats de traction et de flexion, il semble que l’impact du

thermoplastique est tributaire de sa nature et de sa morphologie. Cependant, les différences

entre les différents WPC2 persistent, ce qui laisse penser que la nature et l’architecture du

réseau fibreux sont aussi primordiales. Une des caractéristiques du réseau fibreux est sa

cohésion qui dépend beaucoup de l’adhésif. En ce sens, la quantité d’adhésif et sa

distribution sont aussi importantes.

5.4.3 Résultats dynamiques Les composites réalisés sont des associations de macromolécules. L’ingénierie

chimique utilise depuis longtemps des outils rhéologiques pour caractériser les polymères.

La spécificité et la nouveauté de nos WPC2 en font des matériaux qui ne disposent pas de

normes de caractérisation. Compte tenu des disponibilités et du matériel d’essai disponible

ainsi que de l’intérêt des techniques de caractérisation dynamique, nous avons tenté

d’obtenir un maximum d’informations à partir d’essais rhéologiques.

167

5.4.3.1 Flexion trois points et double porte-à-faux

5.4.3.1.1 Flexion trois points

Les modules dynamiques donnent des résultats sur le comportement rhéologique

des échantillons. La nature poreuse du composite et les possibilités de légers glissements

lors de l’expérimentation ont généré du bruit dans la prise des mesures. Le module de perte

ou module visqueux est assez bruité et c’est grâce à un lissage par une moyenne mobile

qu’il est possible de mieux interpréter les courbes. Le facteur de perte subit le même type

de traitement puisqu’il est directement relié au module de perte. Les courbes présentées

sont choisies parmi un minimum de trois éprouvettes par composite, de façon à être les plus

représentatives possibles. Toutefois, il n’est pas possible d’ignorer la petitesse des

dimensions qui induisent certainement des erreurs. En effet, la composition du mélange

risque d’être d’autant moins respecté que l’échantillon est de dimensions modestes. Les

résultats obtenus sont plus ou moins influencés par ces aspects non souhaitables et cela

invite donc à la prudence. Néanmoins, le comportement rhéologique est transcrit dans ces

courbes, et par la suite, les observations tenteront d’expliquer les anomalies accompagnant

ces phénomènes. Au-delà des valeurs, qui pour les raisons précédentes sont en partie

discutables, nous nous attarderons davantage à l’allure des courbes et au rôle que jouent les

différents constituants des WPC2.

Le module d’élasticité, qui rend compte de la capacité du matériau à emmagasiner de

l’énergie, est révélateur de l’influence du thermoplastique à mesure que la température

augmente (figures 5-12 et 5-13). A l’exception du composite MDF2/pMDI référence, tous

les composites voient leur module E’ diminué fortement (point d’inflexion) à l’approche du

point de fusion du thermoplastique. La quantité de thermoplastique est directement

responsable de l’amplitude de la chute du module. Ceci s’observe pour le composite

15,75,3 F.L qui a une plus faible amplitude d’inflexion, tout comme le 15,75,0 B.R.

168

7,48

7,58

7,68

7,78

7,88

7,98

8,08

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Temperature (°C)

log

E''

(mod

ule

visq

ueux

Pa)

# 0,100,0 référence # 30,75,0 FL # 15,75,0 BR # 30,75,0 BR # 15,75,3 FL # 30,75,3 BR

Log

E’’

(Pa)

Température (°C)

Figure 5-12 : Module de perte dynamique vs température des WPC2 soumis à une flexion 3 points (lissage par moyenne mobile 5 points)

8,70

8,80

8,90

9,00

9,10

9,20

9,30

9,40

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Temperature (°C)

log

E'

(mod

ule

élas

tique

Pa)

# 0,100,0 référence # 30,75,0 BR # 30,75,0 FL # 15,75,3 FL # 15,75,0 BR # 30,75,3 BR

Log

E’ (

Pa)

Température (°C)

Figure 5-13 : Module de stockage dynamique vs température des WPC2 soumis à une flexion 3 points (lissage par moyenne mobile 5 points)

169 Dans un premier temps, le composite référence sèche, sa température et son module

augmentent. Par la suite il se plastifie, se dégrade peu à peu, et son élasticité diminue. Le

bois rétifié semble augmenter la tenue en température.

0,025

0,035

0,045

0,055

0,065

0,075

0,085

40 60 80 100 120 140 160 180 200

Temperature (°C)

tan

delta

(E''/E

')

# 0,100,0 référence # 30,75,0 FL # 15,75,0 BR # 30,75,0 BR # 15,75,3 FL

# 30,75,3 BR

Température (°C)

0,100,0 F.L 30,75,0 F.L15,75,0 B.R30,75,0 B.R15,75,3 F.L30,75,3 B.R

Figure 5-14 : tan δ vs température des WPC2 soumis à une flexion dynamique 3 points

(lissage par moyenne mobile sur 20 points)

Pour plus de clarté, le code couleur des WPC2 est le même pour les trois graphiques ci-

dessus et sera conservé par la suite.

Les courbes du module dynamique E* sont quasi identiques aux courbes du module E’ car

l’ordre de grandeur du module visqueux E’’ est nettement plus petit. Il faut noter qu’il n’est

pas certain qu’il y ait réellement la même quantité de PP2 dans le petit échantillon que dans

le panneau au complet. Cette remarque peut s’appliquer aux autres constituants et constitue

une anomalie dont il est important de tenir compte lors des analyses.

Le module visqueux fait apparaître des zones de transition qui se manifestent sous la

forme d’inflexions pour la tan δ(T) (figure 5-14). Afin d’identifier correctement les

facteurs, nous avons réalisé quelques essais sur des éprouvettes de bois massif de picea

170 mariana. Cet essai permet d’expliquer le comportement du panneau référence et en partie

l’allure générale du facteur de perte des WPC2 en fonction de la température. Le pic, simple

ou double, observé figure 5-15 est confirmé par les études de Kelley et al (1987) et

Backman et Lindberg (2001). Ceci correspond aux transitions que subissent la lignine et les

hémicelluloses du matériau bois à des températures de 30 à 80°C.

Tan delta sur bois massif (épinette noire)

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200temperature °C

tan

delta

(E''/

E')

epinette (longitudinal)

Moyenne mobile sur 4 points

15050-50

α1

βα2

tan δ0,1

0,05

T(°C)

épicéa (10% MC)- - - érable (10% MC)

Tan delta sur bois massif (épinette noire)

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200temperature °C

tan

delta

(E''/

E')

epinette (longitudinal)

Moyenne mobile sur 4 points

15050-50

α1

βα2

tan δ0,1

0,05

T(°C)



épinette (longitudinal)

température °C Figure 5-15 : Etude du facteur de perte sur du bois massif vs température

(en incrustation le comportement du bois d’après Kelley et al, 1987)

Il existe une atténuation de ce phénomène avec l’incorporation du plastique dans les WPC2

(figure 5-14). La zone la plus intéressante d’analyse se situe à haute température. Le

composite 30,75,3 B.R réagit de manière singulière puisque le facteur de perte subit une

violente augmentation. Une explication possible est l’amélioration de l’adhésion

bois/plastique par l’agent MAPP qui induit une zone de reprise correspondant à

l’augmentation en proportion du comportement visqueux. En effet, le plastique étant

davantage lié à la partie structurelle du matériau, son influence est nettement plus grande.

Ce phénomène n’a pas été confirmé par le composite 15,75,3 F.L qui ne présente

probablement pas une quantité suffisante de thermoplastique, anomalie qui a déjà été mis

en évidence pour le module E’. C’est un comportement de thermodurcissable réticulé

171 typique qui est caractéristique du MAPP lorsqu’il est associé à un autre composé et qu’il est

soumis à une excitation thermique. Cependant il est censé n’y avoir qu’environ 3% de

MAPP dans le composite.

La cinétique de chauffe, contrôlée par la vitesse de balayage en température, n’est

pas anodine. Certaines transitions apparaissent ou disparaissent selon que la cinétique est

plus ou moins rapide. Dans une moindre mesure, si elles ne disparaissent pas, les transitions

sont décalées à des températures plus basses pour des vitesses réduites. Une vitesse trop

élevée empêche le matériau d’atteindre la température d’équilibre au cœur de l’éprouvette à

chaque palier. L’échantillon n’est pas sollicité à la température voulue. Au contraire, une

vitesse de balayage trop lente transforme la nature de l’essai qui prend des allures d’essai

de fluage pour un composite à base de bois. Le matériau se relaxe et son comportement

s’éloigne d’une réponse statique instantanée. Compte tenu de ces remarques, nous avons

effectué des essais à différentes vitesses, afin de déterminer les vitesses optimales

autorisant l’observation des transitions, tout en conservant le délai le plus raisonnable

possible. Le balayage en température a donc été réalisé de façon généralisée des deux

manières suivantes :

• Avec une vitesse de 1°C/min qui correspond à une montée en température de 1°C à la fois suivie d’une mise à l’équilibre d’une minute.

• Avec un balayage en deux phases. La première partie, allant de la température ambiante à environ 125°C, s’effectue à 10°C/30s. La seconde partie, jusqu’à environ 205°C se fait à 5°C/30s. Le ralentissement a pour objectif de laisser suffisamment de temps au plastique pour changer d’état.

Des essais avec des balayages intermédiaires ont été mis en œuvre afin de vérifier la

pertinence des analyses. Les deux types de balayage ci-dessus représentent les solutions

extrèmes déployées pour tous les composites. Il faut mentionner que le second balayage,

plus rapide, a donné, globalement, les résultats les plus satisfaisants à tous les points de

vue. En effet, le balayage à 1°C/min est beaucoup trop long (une matinée entière). Il

n’apporte pas beaucoup d’informations supplémentaires et est beaucoup plus bruité. C’est

davantage un moyen de contrôler et de vérifier la pertinence des essais à plus grande

vitesse. De plus, le balayage lent permet un lissage plus efficace par les moyennes mobiles.

Les problèmes soulevés par la cinétique de température sont valables pour chacun des

essais dynamiques. Ils ont, d’ailleurs, fait l’objet de la même attention à chaque reprise.

172

5.4.3.1.2 Essai double porte-à-faux Cet essai, envisagé pour tenter de s’affranchir du bruit survenu lors des essais de

flexion, a lui aussi posé des difficultés. Au même titre que la flexion dynamique, les

courbes sont bruitées, surtout en ce qui concerne le module visqueux. Le fluage, la

restructuration du réseau fibreux et parfois les problèmes de glissement sont probablement

à l’origine des fluctuations observées, lors des mesures. Toutefois, certains échantillons,

notamment le panneau référence, fournissent des renseignements complémentaires qui

confirment ou précisent les analyses de flexion. Le pic simple ou double observé, pour les

éprouvettes MDF/pMDI et attribué au bois, apparaît sous la forme de deux pics distincts

lors de l’essai de double porte-à-faux (« dual cantilever »). Ceci corrobore les analyses

comparatives, associant les travaux de Kelley et al (1987), faites au paragraphe précédent.

5.4.3.2 Torsion rectangulaire Les essais préliminaires ont déterminé le niveau de déformation pour procéder, soit

une déformation de l’ordre de 10-4 à 10-3. La reproductibilité des essais a été vérifiée et

certaines éprouvettes ont subi un balayage en température cyclique i.e. une montée en

température suivie de la descente jusqu’à une température proche de la température

ambiante. Ces courbes présentent des hystérésis principalement dues au changement d’état

de la composante thermoplastique. Les modules de cisaillement G’ et G’’ sont rassemblés

sur les figures 5-16 et 5-17. Hormis le composite référence, tous les WPC2 se comportent

de façon similaire. Ils possèdent une zone d’hystérésis correspondant à une plage de

température allant du ramollissement à la fusion du thermoplastique. A l’intérieur de cette

plage, le module est plus faible au retour que lors de la montée en température. L’inertie de

la cinétique de température et la mise à l’équilibre thermique de l’échantillon sont pour une

bonne part responsable de ce phénomène. Le comportement des WPC2 fait que les modules

G’ retournent ou convergent vers l’état initial à température ambiante. Les matériaux

agissent comme s’ils recouvraient totalement leur rigidité. Le composite référence ne

contenant pas de plastique ne possède pas un tel hystérésis entre 100 et 160°C. Par contre,

il présente comme les autres WPC2 un décalage de comportement entre la montée et la

descente en température au-delà de 160°C. Lors de la diminution de la température, le

module G’ est légèrement supérieur à celui mesuré à la montée. Ceci est un phénomène que

173 nous pouvons attribuer au bois puisqu’il se produit en l’absence de thermoplastique. Le fait

que le module soit supérieur peut s’expliquer par les réarrangements architecturaux du

réseau fibreux. Le composite référence présente aussi une divergence entre la mesure

initiale et la mesure finale à température ambiante. Le recouvrement n’est pas total, le

matériau conserve une déformation résiduelle qui semble plus importante pour le MDF.

7,98

8,08

8,18

8,28

8,38

8,48

8,58

8,68

8,78

8,88

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Température(°C)

log

G' (

Pa)

15,75,0 BR

30,75,0 BR

30,75,3 BR

MDF/pMDI

15,75,3 FL

30,75,0 FL

Zone de ramollissementdu thermoplastique

T°

T° 7,98

8,08

8,18

8,28

8,38

8,48

8,58

8,68

8,78

8,88

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Température(°C)

log

G' (

Pa)

15,75,0 BR

30,75,0 BR

30,75,3 BR

MDF/pMDI

15,75,3 FL

30,75,0 FL

Zone de ramollissementdu thermoplastique

T° T°

T° T°

Figure 5-16 : Log du module de stockage G’ des WPC2 vs température

(cisaillement par torsion dynamique)

174

6,60

6,70

6,80

6,90

7,00

7,10

7,20

7,30

7,40

7,50

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200Température (°C)

log

G'' (

Pa)

30,75,0 FL 15,75,0 BR30,75,0 BR 15,75,3 FL30,75,3 BR MDF/pMDI (référence)

Log G’’

T° initiale

T° finale

T° max

Schématisation du cycle

6,60

6,70

6,80

6,90

7,00

7,10

7,20

7,30

7,40

7,50

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200Température (°C)

log

G'' (

Pa)

30,75,0 FL 15,75,0 BR30,75,0 BR 15,75,3 FL30,75,3 BR MDF/pMDI (référence)

Log G’’

T° initiale

T° finale

T° max


Log G’’

T° initiale

T° finale

T° max

Log G’’

T° initiale

T° finale

T° max


Figure 5-17 : Log G’’ vs température pour les WPC2 (essai de torsion)

Le comportement lors d’une sollicitation en cisaillement de tan δ (G’’/G’) est assez

différent de celui observé pour les essais de flexion (figure 5-18a). Le caractère visqueux

prédomine au fur et à mesure que la température augmente alors qu’il y a une chute rapide

du rapport G’’/G’ dès que l’on refroidit le matériau. Par la suite, une fois les températures

de durcissement atteintes, le rapport devient plutôt constant. Il faut noter que les pics

spécifiques au bois, observées lors des essais de flexion dynamique, ne sont pas visibles.

Les essais de torsion nous donnent aussi accès à des caractéristiques de viscosité ou

de dilatation thermique. La dilatation, mesurée longitudinalement, n’est pas constante en

fonction de la température (figure 5-18b). Le composite référence voit son coefficient de

dilatation thermique chuter aux alentours de 60-80°C, ce qui correspond aux pics observés

pour le bois lors des mesures de tan δ (E’’/E’). La présence du thermoplastique atténue ce

phénomène. La viscosité dynamique évolue de par son expression, équation 5-13, de façon

similaire au module de cisaillement (figure 5-18c).

175

1,E-06

1,E-05

1,E-0420,00 80,00 140,00 200,00

MDF/pMDI (référence)30,75,0 BR30,75,0 BR15,75,0 BR15,75,3 FL30,75,3 BRα t

(en

°C-1

ou °

K-1)

Température (°C)

1,E-06

1,E-05

1,E-0420,00 80,00 140,00 200,00

MDF/pMDI (référence)30,75,0 BR30,75,0 BR15,75,0 BR15,75,3 FL30,75,3 BRα t

(en

°C-1

ou °

K-1)

Température (°C)

5,9

6,1

6,3

6,5

6,7

20 80 140 200

MDf/pMDI (référence)30,75,0 FL15,75,0 BR30,75,0 BR15,75,3 FL30,75,3 BR

7,3

7,5

7,7

7,9

8,1

20 80 140 200

MDF/pMDI (référence)30,75,0 FL15,75,0 BR30,75,0 BR15,75,3 FL30,75,3 BR

log η’

’(G

’’/ω

en P

a.s)

log η*

(G*/ω

en P

a.s)

Température (°C)Température (°C)

Log η’

(G’’/ω

en P

a.s)

Log η*

(G*/ω

en P

a.s)

α t(e

n °C

-1)

a.

c.b.

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Température (°C)

tan δ

(G''/

G')

15,75,0 BR 30,75,0 BR

15,75,3 FL 30,75,3 BR

MDF/pMDI (référence) 30,75,0 FL

a.

b.

Figure 5-18 : Grandeurs mesurées vs température pour les WPC2 (essai torsion)

a. Tan δ (G’’/G’) en fonction de la température b. Coefficient de dilatation thermique linéaire mesuré sous légère tension

c. Viscosité complexe soit le rapport G* sur la fréquence angulaire

5.5 Conclusion L’ensemble des techniques employées pour caractériser l’aptitude au

thermoformage des WPC fournit des renseignements qui sont plus ou moins facile à

interpréter. Les WPC1 ont permis d’identifier, grâce à un large éventail de solutions testées,

quels étaient les composites aptes au post-thermoformage. Les résultats de flexion 5 points

sont sans équivoque puisqu’ils révèlent que seuls sont post-thermoformables les mélanges

homogènes contenant suffisamment de thermoplastique (30%) et ayant une partie des fibres

MDF1 remplacée par soit des fibres longues (F.L) soit de la sciure de bois rétifié (B.R).

Cette première série a été entièrement réalisée et testée au LRBB, en France. Le test de

flexion 5 points n’est pas un standard pour le thermoformage mais sa relative facilité de

mise en œuvre et la nature assez coercitive des sollicitations en jeu le rende pertinent. Cette

première partie très exploratoire a guidé le choix des compositions des WPC2. Cette

176 deuxième série, entièrement réalisée et testée à l’Université Laval, n’a pas été testée en

flexion 5 points car ce test, bien que très révélateur est beaucoup trop complexe pour

pouvoir en retirer une interprétation mécanique classique. Les tests entrepris sur les WPC2

sont les tests dynamiques en fonction de la température sur de petites éprouvettes et les

tests de flexion ou traction à température ambiante et élevée (20°C, 180°C).

La caractérisation dynamique en fonction de la température a été effectuée sur de petites

éprouvettes dont il est difficile d’affirmer la représentativité, notamment au niveau des

proportions des différents constituants des composites. Toutefois, les tests dynamiques

permettent de définir des grandeurs de cisaillement et de flexion sur une assez grande plage

de température avec la possibilté d’obtenir l’ensemble des données en fonction de la

température lors d’un unique essai. Dans le domaine étudié, les WPC2 ont montré leur

propension à se conduire comme un polymère thermoplastique dès la plage de

ramollissement atteinte. Il est délicat de les différencier entres eux, par contre leur

comportement est réellement très distinct du panneau référence MDF/pMDI. Le domaine

analysé est le domaine viscoélastique linéaire ce qui exclu le comportement

d’endommagement ou de rupture des matériaux. C’est l’une des limites de cette

caractérisation dynamique par rapport aux résultats d’analyses statiques sur des éprouvettes

de dimensions représentatives pour un panneau fibreux. En effet, les résultats de

caractérisation statique à 20°C et 180°C ont mis en évidence les limites des WPC2. La

nature des constituants, en particulier la morphologie des fibres PP2 (leurs dimensions sont

très différentes des PP1) et son impact sur le comportement du réseau fibreux, influencent

fortement l’aptitude au post-thermoformage des WPC2. Le comportement ductile traduisant

le caractère visqueux des composites (hormis pour le panneaux référence) vient corroborer

les observations des analyses dynamiques. Par contre, si ce type de comportement était

prévisible, la relativement faible capacité de déformation obtenue à 180°C est plus

étonnante.

L’apport du thermoplastique, dans les bonnes conditions, est indéniable. Les

matériaux agissent à haute température comme un thermoplastique. Les courbes de flexion

5 points en température corroborent l’évolution des modules complexes en fonction de la

température, et de plus elles sont représentatives du comportement d’un matériau

177 thermoplastique (figure 5-19). Ce type de courbe est exactement ce qui est souhaitable pour

les WPC lorsqu’on les sollicite à haute température lors d’un essai de thermoformage.

Région plastique

Région élastique

Point de rupture

Con

train

te

Déformation

Résistance ultimePoint limite

Région plastique

Région élastique

Point de rupture

Con

train

te

Déformation

Résistance ultimePoint limite

Figure 5-19 : Courbe contrainte vs déformation typique des thermoplastiques

Toutefois, il apparaît à la lumière des divers essais pratiqués que la composition en

proportion et le type de mélange réalisé ne soient pas les seuls critères suffisant à la

réalisation d’un panneau fibreux bois/plastique post-thermoformable. L’agencement, les

facteurs de formes et les dimensions des constituants, influencent fortement l’aptitude à la

déformation à haute température et par conséquent le post-thermoformage. Nous avons vu,

au niveau des WPC1, que la présence de fibres naturelles additionnelles (B.R ou F.L) est

nécessaire alors que les WPC2 ont révélé l’importance de la morphologie du

thermoplastique. Les relations interconstituant qui gouvernent les aptitudes des WPC sont

liées à ces manifestations. Elles sont aussi liées à l’adhésion et l’architecture du réseau. Ces

dernières considérations seront mises en exergue lors du prochain chapitre concernant la

modélisation des constituants.

Références chapitre 5 Backman A.C et Lindberg K.A.H : Differences in wood material responses for radial and tangential direction as measured by dynamic mechanical thermal analysis. J. Mater. Sci., 36, 3777-3783, (2001) Bhattacharyya D, Bowis M, Jayaraman K : Thermoforming woodfibre-polypropylene composite sheets. Compos. Sci. Tech., 63, 353-365, (2003) Faessel M : Mise en forme de panneaux de fibres de bois par insertion de polymère thermoplastique. Mémoire de DEA de l’Université Bordeaux I, France, (1999) Gearing J: Handbook of polymer testing, Chap 21: Dynamic Mechanical (Thermal) Analysis. published by Marcel Dekker, NY, USA, (1999) Illig A : Pratique du thermoformage. Edité par Lavoisier, Hermès, Paris (1999) Jammet J.C : Thermoformage. Techniques de l’Ingénieur, AM 3 660, INIST-CNRS, Paris, (1997) Kelley Stephen S, Rials T.G, Glasser W.G : Relaxation behaviour of amorphous components of wood. J. Mater. Sci., 22, 617-624, (1987) Kreith F : Principles of Heat Transfer, 4th Edition, edited by Harper & Row, NY, USA, (1986) Masonite Corporation : Methods of making wood composite products. Brevet US 5647934, 15 juillet (1997) Muzzy J.D, Wu X, Colton J.S : Thermoforming of high performance thermoplastic composites. Polym. Compos., 11(5), 280-285, (1990) Osso D : Le thermoformage de mat fibreux à base de bois et de polymères. Rapport provisoire CST 99/012 CAP Sciences & Techniques, Dombasle, France, (1999) Ouis D : On the frequency dependence of the modulus of elasticity of wood. Wood Sci. Tech., 36, 335-346, (2002) Planche A : Caractérisation mécano physique des panneaux de fibres de moyenne densité (MDF), Application au cintrage de panneaux épais. Thèse de doctorat de l’Université Bordeaux I, France, (1999) Saha A.K, Das S, Bhatta D, Mitra B.C : Study of jute fiber reinforced polyester composites by dynamic mechanical analysis. J. App. Polym. Sci., 71(9), 1505-1513, (1999) Youngquist J.A, Krzysik A.M, Muehl J.H, Carll C : Mechanical and physical properties of air-formed wood fiber/polymer fiber composites. Forest Prod. J., 42(6), 42-48, (1992)

Chapitre 6 Modélisation

6. Modélisation La modélisation d’un matériau est un moyen de transcrire son comportement et les

lois qui le régisse. Il existe de nombreuses possibilités de modélisation qu’elle soit

analytique, numérique, rhéologique, statistique et autres. Ce chapitre se décompose en une

revue bibliographique avec présentation des différents types de modèles ou approches

employés pour les matériaux composites et les théories qui s’y rattachent. Par la suite, nous

allons exposer le modèle analytique développé pour décrire le comportement des WPC2 à

température ambiante. Une seconde approche, de type rhéologique, via l’usage de modèles

mécaniques sera présentée pour décrire le comportement à haute température (température

de thermoformage soit 180°C) des composites WPC.

6.1 Modélisation d’un matériau composite La connaissance des diverses approches de modélisation, choisies par les nombreux

auteurs qui se sont préoccupés des matériaux composites, peut sembler un peu fastidieuse.

Néanmoins, il nous paraît indispensable de présenter ces nombreuses possibilités qui

traduisent à la fois l’intérêt, la complexité du matériau et aussi les difficultés rencontrées

lors de la modélisation de phénomènes réels. De plus, l’aspect innovant des matériaux

WPC nous a conduit à puiser largement dans ces différentes approches que ce soit pour

élaborer nos propres modèles ou bien pour argumenter notre discussion.

Classiquement, les matériaux composites sont définis comme la constitution de

l’assemblage de deux matériaux de nature différente, se complétant et permettant d’aboutir

à un matériau dont l’ensemble des performances est supérieur à celui des composants pris

séparément (Berthelot, 1992). D’une manière générale on distingue deux phases : une phase

continue appelée la matrice et une phase discontinue appelée le renfort ou matériau

renforçant. Les matériaux qui nous concernent sont les composites à matrice organique et

plus précisément les matériaux composites à fibres. Celles-ci se présentent sous forme

discontinue, ce sont les fibres dites courtes. La matrice est considérée comme le constituant

qui enrobe les fibres. Ces dernières agissent comme un renfort dont l’orientation détermine

l’anisotropie du matériau. Cet aspect constitue une des caractéristiques fondamentales des

matériaux composites.

181 L’étude du comportement mécanique d’un matériau composite passe généralement

par l’utilisation du concept d’homogénéisation. Ce concept permet de contourner les

problèmes liés aux hétérogénéités. L’hypothèse essentielle est celle de la continuité. On

idéalise la constitution réelle du matériau en le considérant continu. Les propriétés

ponctuelles du matériau varient de manières discontinues aux interfaces de passage entre

les diverses phases, en supposant, comme explicité auparavant chaque phase homogène et

isotrope. Dans le cas de matériaux composites où l’une des deux phases est dispersée dans

l’autre, il existe souvent une dimension caractéristique de l’hétérogénéité qui, dans le cas

des composites à fibres, est la distance moyenne entre les fibres. Il existe aussi une échelle

de dimension δh à partir de laquelle les propriétés du matériau peuvent être estimées sous

forme de moyennes avec une bonne approximation. Cela revient à considérer que la mesure

d’une propriété sur un échantillon de cette dimension δh est indépendante de la localisation

spatiale de ce dernier dans le matériau. On parle alors d’homogénéité macroscopique ou

d’homogénéité statistique. Le volume de dimension δh est nommé volume élémentaire

représentatif (V.E.R) du matériau. La définition de la contrainte moyenne et de la

déformation moyenne sur le V.E.R nous donne la possibilité d’expliciter les constantes de

rigidité et de souplesse. La difficulté majeure réside dans le fait qu’il faut trouver au

préalable les solutions exactes des champs de contraintes et de déformations en chaque

point du matériau hétérogène.

L’homogénéisation peut s’effectuer sous différentes formes que sont les méthodes

empiriques, analytiques, numériques, statistiques ou une combinaison de ces dernières

appliquées aux théories d’élasticité, de viscoélasticité, de plasticité, de la rupture ou autres.

Les études scientifiques, sur les matériaux composites à renforts fibreux cellulosiques ou

autres, couvrent toutes ces approches qui sont plus ou moins complexes. De plus, les

composites bois/polymères peuvent aussi être considérés dans de nombreux cas comme des

milieux poreux. Les milieux poreux font aussi l’objet d’approches spécifiques qui

permettent de mieux tenir compte de leurs caractéristiques. Les modélisations existantes

sont multiples mais sont souvent dans le cas des composites très spécialisées. En effet, les

composites unidirectionnels à renfort fibreux sont probablement les plus étudiés, malgré

cela le renfort fibreux n’est pas supposé posséder une architecture propre (réseau

tridimensionnel) capable d’influer fortement sur les propriétés du matériau. Il est plus

182 souvent question de modéliser des inclusions prises dans une matrice homogène. Etant

donné la complexité et la diversité des composites bois/polymères en général, et de ceux

conçus lors de ce projet, il semble nécessaire de présenter les approches susceptibles

d’apporter des solutions à notre démarche de modélisation.

Dans un premier temps, nous allons nous attarder sur les modèles analytiques

simples qui sont proposés dans la plupart des études sur les composites à renforts. La

théorie des stratifiés sera notre second centre d’intérêt puisqu’il s’agit d’une théorie qui

permet entre autre de rendre compte du comportement mécanique de composites à isotropie

plane (cas de nos composites). De plus, il sera question d’appliquer cette théorie aux WPC2

au §6.2. Puis, nous présenterons certaines possibilités de modélisation numérique. Enfin,

cette section s’achèvera par une brève présentation des modèles rhéologiques qui seront à la

base de la modélisation du comportement rhéologique des WPC exposée au §6.3.

6.1.1 Modélisation analytique

6.1.1.1 Les modèles théoriques de renforcement pour un composite Nous allons présenter les différents modèles utilisés dans la littérature. Nous posons

M pour les modules de Young (représentant soit E le module d’élasticité, soit G le module

de cisaillement lorsque les deux sont applicables), σ pour les résistances à la traction ou

contrainte de traction et ν pour les fractions volumiques (ne pas confondre avec les

coefficients de Poisson notés νPoisson, ν12 ou encore νP). Les nouvelles notations présentées

seront définies au fur et à mesure. Les indices c, f et m signifient respectivement qu’il s’agit

du composite, de la fibre ou de la matrice. La plupart de ces modèles supposent une

adhésion parfaite entre la fibre et la matrice, et que la loi de Hooke (domaine de l’élasticité

linéaire) soit vérifiée (Marcovich et al, 1998a). Dans les modèles suivants, l’orientation

n’est pas forcément prise en considération.

• Modèles série et parallèle :

mmffc

mmffc MMM

νσνσσ

νν

+=

+=

Éq. 6-1

Éq. 6-2

183

Le modèle série est aussi connu sous le nom de loi des mélanges. Ce modèle est simple et représente la borne supérieure de Voigt (1889) en ce qui concerne les modules alors que le modèle de Reuss (1929) représente la borne inférieure. Le modèle de Voigt fait l’hypothèse de la déformation constante contrairement au modèle de Reuss qui fait l’hypothèse d’une contrainte constante. Ces deux types d’approches sont des approximations qui ne tiennent nullement compte de la morphologie du matériau.

mffm

fmc

mffm

fmc MM

MMM

νσνσσσ

σ

νν

+=

+=

Éq. 6-3

Éq. 6-4

Outre les bornes de Voigt et Reuss, Hashin et Shtrikman (1963) ont eux aussi défini une borne supérieure et inférieure pour les composites (basées sur les limites de Kerner). L’hypothèse avancée est d’ordre géométrique puisqu’il s’agit de considérer une phase continue et l’autre discontinue. Réf : Dalväg et al, 1985 ; Oladipo et al, 1999 ; Li et al, 2000 ; Kalaprasad et al, 2000 • Modèle de Hirsch

( ) ( )

( ) ( )mffm

fmffmmc

mffm

fmffmmc

xx

MMMM

xMMxM

νσνσσσ

νσνσσ

νννν

+−++=

+−++=

1

1

Éq. 6-5

Éq. 6-6

Ce modèle est une combinaison des deux précédents modèles (série et parallèle). Le paramètre x est un paramètre qui détermine en quelque sorte le transfert de contraintes entre la fibre et la matrice. x est toutefois considéré comme principalement déterminé par l’orientation des fibres, la longueur des fibres et la concentration de contraintes aux extrémités des fibres. Réf : Sreekala et al, 2002 ; Li et al, 2000 • Modèle Halpin-Tsai : Les équations d’Halpin-Tsai permettent de prédire de façon simple et semi-empirique les modules d’un composite renforcé par des fibres courtes alignées. Il s’agit d’une généralisation de l’équation de Kerner (1956) qui, elle, traite des renforts sphériques.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

′−

′+=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−

+=

f

fmc

f

fmc MM

νηνηζ

σσ

ηνζην

11

11

Éq. 6-7

Éq. 6-8

184

ζσσσσ

η

ζη

+−

=′

+−

=

mf

mf

mf

mf

MMMM

1

1

Éq. 6-9

Éq. 6-10

Dans ces équations ζ est un facteur dépendant de la géométrie des fibres, de la distribution des fibres et de la fraction volumique de fibres. Les termes η et η’ prennent en compte, respectivement, le module et la résistance relative de la fibre et de la matrice. La connaissance des équations précédentes peut conduire à l’estimation du module d’un composite renforcé par des fibres courtes non orientées (orientation aléatoire) dans le plan ou dans le volume. Le module d’élasticité d’un composite à fibres courtes orientées aléatoirement dans le plan est calculé par l’approche de Tsai-Pagano (équation 6-11, fondée sur la théorie de l’élasticité orthotrope).

⊥+= EEEc 85

83

// Éq. 6-11

Si l’on se réfère aux modèles de Voigt et Reuss, qui dans le cas d’un composite unidirectionnel nous donne respectivement le module longitudinal (//) et le module perpendiculaire (⊥) du composite, alors l’équation de Tsai-Pagano peut s’écrire :

ussccVoigtc EEE Re85

83

+= Éq. 6-12

L’approche Halpin-Kardos est sensiblement la même avec cette fois un composite quasi-isotrope. En effet le composite est considéré comme étant un stratifié composé de couches unidirectionnelles (dont les modules sont estimés par Halpin-Tsai) empilées selon un angle précis (le tout étant symétrique du point de vue angulaire). Cette dernière approche sera généralisée lors de la présentation de la théorie des stratifiés (§6.1.2). Réf : Halpin et Kardos, 1978 ; Halpin, 1992 ; Cichocki et Thomason, 2002 ; Chandra et al, 2002 • Modèle Halpin-Tsai modifié :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−

+=

f

fmc MM

ηϕνζην

11

Éq. 6-13

185

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

′−

′+=

f

fmc ϕνη

νηζσσ

11

Éq. 6-14

dKetK

f

l211

11 2max

max

+=−=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −+=

ζ

νφφϕ

Éq. 6-15

Éq. 6-16

Le terme φmax qui est la fraction maximum de « packing » du renfort. Cette fraction prend différentes valeurs selon la nature de l’arrangement des fibres. Par exemple, pour un arrangement carré des fibres la fraction vaut 0,785 alors que pour un « packing » aléatoire des fibres sa valeur est donnée à 0,82. Le terme ℓ/d représente le facteur de forme de la fibre. Réf : Canché-Escamilla et al, 1999 ; Li et Narh, 2001 ; Li et al, 2000 • Modèle de Cox :

( )

21

ln2

22tanh1

22tanh1

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡=

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

rRAMG

MMM

ff

m

mmffc

mmffc

πβ

νσββνσσ

νββν

l

l

l

l

Éq. 6-17

Éq. 6-18

Éq. 6-19

Où r est le rayon de la fibre, Gm est le module de cisaillement de la matrice, Af est l’aire de la fibre et R est la distance entre les fibres centre à centre. Selon le « packing » R prend différentes valeurs (arrangement hexagonal ou carré). Réf : Li et al, 2000 • Modèle modifié de Bowyer et Bader : Ce modèle se fonde sur l’hypothèse que la résistance à la traction d’un composite thermoplastique renforcé par des fibres courtes est la somme des contributions provenant des fibres sub-critiques et super-critiques et celle de la matrice.

cc

c

mmffc

mmffc

siKsiK

KK

MKKMM

c

ll

lll

ll

ll

<=>−=

+=

+=

22

22

21

21

νσνσσ

νν

Éq. 6-20

Éq. 6-21

Éq. 6-22

Éq. 6-23

186 Avec ℓc la longueur critique de la fibre. K1 est le facteur d’orientation de la fibre et K2 le facteur tenant compte de la longueur des fibres. Réf : Li et al, 2000 • La loi des Mélanges selon Cox, Kelly et Bigg

( )( )fmffc

fmffc MMM

νσηνσσ

νην

−+=

−+=

1

1

Éq. 6-24

Éq. 6-25

Avec cette fois un seul facteur η qui prend en compte la fibre. Pour Cox (1952) η prend différentes valeurs et plus particulièrement pour des fibres distribuées aléatoirement dans le plan η=1/3. En ce qui concerne Kelly et Tyson (1965) dans le cas de fibres orientées mais discontinues une longueur de fibre critique intervient : ℓc=σf * d/τ. Bigg (1985), dans le cas d’un composite à fibres courtes, considère un facteur de forme critique (ℓ/d)c. L’équation prend la forme suivante :

mmffc νσεενσσ += 10 Éq. 6-26

Avec ε0 tenant compte de l'orientation des fibres (≤1) et ε1 le paramètre tenant compte du transfert de charge par rapport au facteur de forme rapporté au facteur de forme critique soit : (ℓ/d)c=σf /(2τI). τ la contrainte de cisaillement et τI le cisaillement interfacial. Réf : Michell et Willis, 1978 ; Bigg, 1985 ; Garkhail et al, 2000 ; Van den Oever et al, 2000 • Modèle de renforcement selon Nielsen :

( )

( ) efficaceadhésionEE

pauvreadhésionEE

fm

mutu

fm

mutu

321

1

22

22

νσσ

νσσ

−⎟⎠⎞⎜

⎝⎛=

−⎟⎠⎞⎜

⎝⎛=

Éq. 6-27

Éq. 6-28

La résistance transverse d’un composite unidirectionnel (σtu) est exprimée en fonction de la qualité de l’adhésion, du module de traction de la matrice et du module transverse du composite (Mallick, 1997). Cette relation se présente sous une forme un peu différente de l’expression employée par Nielsen et Landel (1994).

( )( ) parfaiteadhésionE

Ef

mmutu

f

m

31

31

1

11

22 νσσ

νεε

−⎟⎠⎞⎜

⎝⎛=

−=

Éq. 6-29

Éq. 6-30

Cette expression n’est valable que s’il est admis que l’élongation est la même pour le polymère qu’il soit ou non chargé. Tous les modèles présentés sont des approximations, plus ou moins réalistes et plus

ou moins simples, reposant à la fois sur l’expérience et la théorie. Cependant, à l’exception

187 de Nielsen et Landel (1994), aucun de ces modèles ne prend véritablement en compte la

nature de l’adhésion entre la fibre et la matrice. Il n’est d’ailleurs pas plus question de la

porosité du matériau composite que de véritables réseaux fibreux qui pourraient, de par leur

structure, participer aux caractéristiques mécaniques.

Il existe d’autres modèles de type empirique comme celui de Danusso ou bien des

modèles tenant davantage compte de l’interaction polymère-charge comme Pukanszky

(Marcovich et al, 1998b). D’autres auteurs présentent de nouveaux modèles et les équations

constitutives correspondantes pour décrire des matériaux tels des composites multiphases

fibre/matrice (Kalamkarov et Liu, 1998) ou des composites poreux renforcés par des

particules (Yin et al, 2002). Par ailleurs, Sawyer et al (1998) mettent en avant la nécessité

de développer une théorie constitutive unifiée pour modéliser le papier. En effet, les

modélisations du type réseau ou stratifié semblent limitées dans la plupart des cas au

domaine élastique. La multiplicité des théories employées pour les matériaux composites

correspond aux infinités de combinaisons et de caractéristiques possibles, sachant que

chaque composite ne possède pas un modèle propre mais des spécificités qui sont

habituelles à certains types de modélisation (caractère ductile ou rigide, porosité, nature du

renfort, géométrie). Ces remarques sont d’autant plus valables si l’on prend en

considération le comportement de rupture des matériaux composites.

6.1.2 La théorie des stratifiés (ou théorie des laminés) L’étude des matériaux composites est souvent associée, comme nous l’avons

mentionné au précèdent paragraphe, à la théorie des stratifiés qu’il s’agisse d’un véritable

stratifié ou non. Nombreux sont les auteurs qui ont représenté des panneaux composites à

base de bois comme étant des matériaux multicouches. Les raisons de cette représentation

sont multiples. Tout d’abord le mode même de fabrication de ces matériaux par empilement

de fibres, copeaux ou autres, suggère un stratifié, même si ce n’est pas un stratifié au sens

propre du terme. Cette idée est confirmée par la présence d’un profil de densité selon

l’épaisseur caractéristique dans bon nombre de ces panneaux reconstitués. A cela s’ajoute

les avantages que peut représenter l’utilisation d’une théorie bien connue et largement

répandue dans la recherche sur les matériaux composites. De plus, le formalisme matriciel

de la théorie des laminés se prête bien à la modélisation numérique comme la méthode des

188 éléments finis par exemple (Batoz et Dhatt, 1990). Nous allons donc présenter cette théorie

(Halpin, 1992 ; Decolon, 2000 ; Gay, 1991) de manière assez complète tout en insistant sur

les points se rattachant le plus à nos préoccupations et qui seront développés dans la partie

modélisation des WPC.

6.1.2.1 Equations pour un milieu élastique linéaire

Cette section a pour but de poser les bases mécaniques sur lesquelles sera

développée la théorie des stratifiés. Dans le cadre de petites déformations, les relations

entre les déformations et les déplacements s’expriment de la façon suivante :

,yu

xv,

xw

zu,

zv

yw

zw,

yv,

xu

xyzxyz

zyx

∂∂

+∂∂

=∂∂

+∂∂

=∂∂

+∂∂

=

∂∂

=∂∂

=∂∂

=

γγγ

εεε Éq. 6-31

Avec εx, εy, εz les déformations normales selon x, y, z et γyz, γzx, γxy les déformations de

cisaillement. u, v, w sont les déplacement suivant les trois directions de l’espace.

Les relations entre les contraintes et les déformations pour un milieu élastique linéaire

anisotrope en 3 dimensions, connues comme la loi de Hooke, s’expriment selon la matrice

suivante :

,

CCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCC

xy

zx

yz

z

y

x

xy

zx

yz

z

y

x

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

=

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

γγγεεε

τττσσσ

665646362616

565545352515

464544342414

363534332313

262524232212

161514131211

Éq. 6-32

Cette expression prend en compte les symétries Cij=Cji. Dans le cas d’un matériau isotrope

la matrice des rigidités s’exprime plus simplement en fonction de deux constantes

indépendantes C11 et C12 qui sont directement reliées au module d’élasticité E (module de

Young) et au coefficient de Poisson νPoisson selon les équations suivantes :

189

( )( )( ) ( )( )

( ) GECCCCCavec

ECetEC

Poisson

PoissonPoisson

Poisson

PoissonPoisson

Poisson

=+

=−

===

−+=

−+−

=

ν

ννν

ννν

122

2112111

1211665544

1211

Éq. 6-33

Le module de cisaillement G est aussi exprimé.

,

CC

CC

CCCCCCCCCCC

xy

zx

yz

z

y

x

xy

zx

yz

z

y

x

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−

−

−=

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

γγγεεε

τττσσσ

200000

02

0000

002

000

000000000

1211

1211

1211

111212

121112

121211

Éq. 6-34

Ces relations permettent de décrire le comportement élastique linéaire d’un matériau (Bodig

et Jayne, 1982). Le bois est un matériau viscoélastique qui s’apparente en première

approximation pour des sollicitations statiques mesurées par rapport à ses critères de

rupture comme un solide élastique. C’est d’ailleurs le cas de beaucoup de solides en

première approximation.

6.1.2.2 Construction d’un laminé isotrope à partir de plis unidirectionnels Certains travaux sur les composites renforcés par des fibres proposent d’étudier un

matériau isotrope plan en considérant qu’il s’agit de l’empilement de couches

unidirectionnelles identiques mais orientées et disposées de façon symétrique ou non. Dans

toutes ces études il est question de construire un laminé isotrope par différentes méthodes

statistiques, micromécaniques ou aléatoires (Giurgiutiu et Reifsnider, 1994 ; Yeh et Yeh,

2000 ; Wu et Avery, 1992 ; Fukunaga, 1990). Giurgiutiu et Reifsnider (1994) ont développé

une méthode pour calculer les résistances d’un composite fibreux aléatoire. Ils ont estimé

les propriétés d’un laminé unidirectionnel équivalent en utilisant à la fois des modèles

micromécaniques (Halpin-Tsai), une méthode inverse et pour finir la théorie des laminés.

La comparaison, avec des données expérimentales sur un composite fibre de verre/époxy, a

donné d’excellents résultats.

190

L’empilement d’un certain nombre de couches nécessite d’ajouter de nouvelles

hypothèses afin de pouvoir dériver les équations qui gouvernent le comportement

constitutif d’un laminé. L’hypothèse des contraintes planes est maintenue et l’adhésion est

supposée parfaite entre chaque couche. Ceci signifie une déformation d’ensemble sans

discontinuité de déplacement. Ces deux hypothèses impliquent que les contraintes et les

déformations sont constantes selon l’épaisseur de chacune des couches. Les déformations

du laminé peuvent être caractérisées par les déformations ε0 d’une couche simple appelée

couche du plan moyen. Il faut noter qu’une distribution constante des déformations du

laminé global n’implique pas une distribution constante des contraintes à travers l’épaisseur

totale du laminé, alors qu’elle demeure constante pour chaque couche.

Il faut ajouter qu’il est souvent plus judicieux d’étudier une déformation en pure

flexion sans déformation plane. Dans le cadre de la flexion des laminés, les hypothèses

classiques de flexion pure sont celles de Kirchhoff-Love. La première hypothèse est qu’un

segment perpendiculaire au plan moyen conserve sa perpendicularité, sa rectitude et la

seconde hypothèse fait état de la conservation de la longueur du segment. Ces hypothèses

associées à l’hypothèse d’une adhésion parfaite (avec un adhésif fin et indéformable)

constituent la classical lamination theory ou CLT. Il faut noter que la supposition d’une

déformation nulle dans l’épaisseur de la CLT n’est pas valable dans le cadre de la

supposition des contraintes planes. Cependant, la CLT donne une base pour de nombreuses

analyses et s’avère adéquate dans la plupart des applications d’ingénierie.

6.1.2.2.1 Mise en équation d’un laminé

Pour des raisons de simplification, il est commode de remplacer la matrice des

rigidités par une matrice équivalente mettant en relation les contraintes et moments

résultants (N, M) avec les déformations du plan moyen ε0 et les courbures de flexion κ

(Guitard, 1987 ; Ashbee, 1993). Les équations constitutives pour une plaque ou laminé

deviennent :

191

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡ Β

=

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

xy

y

x

xy

x

x

xy

y

x

xy

y

x

DDDBBBDDDBBBDDDBBBBBBAAABBBAAABBAAA

MMMNNN

κκκγεε

0

0

0

662616662616

262212262212

161211161211

662616662616

262212262212

161211161211

Éq. 6-35

Les coefficients Aij sont liés à la traction ou à la compression dans le plan, les coefficients

Bij sont liés aux couplages et les coefficients Dij sont liés à la flexion.

Contribution des différents paramètres : Étirement ou compression du plan moyen (εx

0, εy0)

Cisaillement du plan moyen (γxy) flexion du laminé (κx, κy) torsion du laminé (κxy)

Cette expression matricielle va nous permettre d’exprimer plus simplement les relations

entres les contraintes et les déformations dans le cas le cas de l’hypothèse des contraintes

planes (modélisation de contraintes de traction dans le plan du panneau composite) ou alors

dans le cas de déformations de flexion (Halpin, 1992).

6.1.2.2.2 Source de simplification

Les coefficients Bij sont nuls dès lors que le laminé est constitué de plis qui sont

symétriquement identiques par rapport au plan moyen (spécificité et positionnement).

Les coefficients D16 et D26 s’annulent si le laminé est entièrement composé de pli à 0 ou

90°. De même, ces deux coefficients peuvent s’annuler (la somme des termes s’annulent) si

pour chaque pli θ le laminé possède un équivalent (par rapport au plan moyen) par le biais

d’un pli -θ. Ceci implique, dans ce cas de figure, que le laminé n’est plus symétrique et par

conséquent Bij ≠ 0.

6.1.2.2.3 Laminé isotrope théorique Le stratifié isotrope est constitué de laminés orthotropes. La notion d’un laminé orthotrope

(une couche ou plaque mince) oblige à définir précisément les axes du matériau (1, 2, 3) et

à connaître les transformations nécessaires à un passage aux coordonnées cartésiennes

192 usuelles (x, y, z). Etant donnée la nature bidimensionnelle de l’étude d’un laminé, les

relations de transformation sont données en deux dimensions (Equation 6-36). Cette

matrice T (annexe D) est indépendante du matériau avec toutefois le postulat d’un

continuum.

[ ]⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

xy

y

x

Tτσσ

τσσ

12

2

1

Éq. 6-36

• Loi de Hooke généralisée (matériau orthotrope) Il existe 9 constantes élastiques indépendantes dans la matrice des

complaisances d’un matériau spécialement orthotrope pour un état de contrainte tridimensionnelle (Equation 6-37). Un état de contraintes planes nous ramène à deux dimensions et suppose que les contraintes σ3, τ23, τ13 soient nulles, ce qui implique que γ23, γ13 soient nulles aussi et que ε3=S13σ3+ S23σ2. Il est désormais plus simple d’exprimer les équations constitutives d’un matériau orthotrope dans un état de contraintes planes par une matrice des complaisances plus compacte.

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

=

⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

12

2

1

66

2212

1211

12

2

1

12

13

23

3

2

1

66

55

44

332313

232212

131211

12

13

23

3

2

1

00000

τσσ

γεε

τττσσσ

γγγεεε

SSSSS

SS

SSSSSSSSSS

Éq. 6-37

• Équations constitutives d’un laminé orthotrope (plan (1,2)) L’hypothèse principale qui conduit à l’établissement des relations

constitutives entre les contraintes et les déformations est la notion d’état de contraintes planes (cela provient de la théorie des poutres et des plaques sous le nom d’hypothèses de Kirchhoff). La loi de Hooke pour un matériau homogène orthotrope dans un état de contraintes planes (Equation 6-38) s’exprime comme suit dans le repère principal du matériau (1, 2):

193

( ) ( )

( ) ( )0

,11

,1

,1

2

26161266

2112

2212

2112

112112

2112

2222

2112

1111

)(1221

2

1

)(66

2212

1211

)(12

2

1

===−

=−

=

−=

−=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

QQetGQ

EEQ

EQEQ

où

QQQQQ

kkk

ννν

ννν

νννν

γεε

τσσ

Éq. 6-38

Il y a donc 4 constantes élastiques indépendantes que sont les deux modules d’Young E11, E22, le module de cisaillement G12 et le coefficient de Poisson ν12. L’autre coefficient de poisson ν21 est obtenu par les propriétés de symétrie de la matrice des rigidités par rapport à sa diagonale (Equation 6-39).

21

22

12

11

ννEE

= Éq. 6-39

• Équations constitutives d’un laminé orthotrope (plan(x,y)) Les axes principaux d’une couche (1, 2) ne sont pas forcément les axes de

référence du laminé (x, y), c’est pourquoi il est important d’exprimer les relations constitutives (Equation 6-40) en fonction du repère (x, y). Pour ce faire, nous allons utiliser la matrice de passage T et son inverse.

[ ] [ ] [ ]

)(21*

66*26

*16

*26

*22

*12

*16

*12

*11

)(

)(21

1

)(

kxy

y

x

kxy

y

x

kxy

y

xk

kxy

y

x

QQQQQQQQQ

soit

TQT

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧−

γεε

τσσ

γεε

τσσ

Éq. 6-40

La matrice de rigidité dans le repère (x, y) régit donc les équations d’une couche laminaire généralement orthotrope. Les rotations T sont usuellement en accord avec le repère (x, y) de la plaque ou laminé et non avec le repère du matériau (attention donc aux transformations car le signe des composantes 16 et 26 peut devenir négatif si cette convention est changée). La construction d’un laminé résulte, comme on l’a déjà précisée, en un empilement

de plis unidirectionnels. La recherche d’isotropie implique un empilement d’un ensemble

de plis identiques selon tous les angles possibles. Le point de départ de cette démarche est

194 la connaissance des caractéristiques mécanique du pli unidirectionnel soit E11, E22, G12 et

ν12. Par la suite, les coefficients de la matrice de rigidité réduite Q sont calculés puis

transformés en Q*, pour être en accord avec les axes de référence du laminé (x, y). La

somme des Q* se transforme en une intégration des Q*(θ) entre π/2 et -π/2 (Equation 6-

41).

Soit dans le cadre de contraintes et déformations planes:

( )

( )⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

−⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

−⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

−=

−

∑

−∑ ∫

∫

−

0

0

0

66

1112

1211

0

0

0

11

66

1112

1211

)(1

)(

2/

2/

0000

0000

111

'

1

xy

y

x

xy

y

x

kk

k

n

kxy

y

x

k

n z

zkxy

y

x

xy

y

x

xy

y

x

h

hxy

y

x

xy

y

x

AAAAA

zzQ

QQQQ

NNN

kkhNNN

hsoit

stratifiéduépaisseurlhavecdzNNN

zzk

k

γεε

γεε

τσσ

τσσ

τσσ

( )12666612221166

2266121111

2/

2/

*1111

)8/6()8/1)(22(8/3)2(23

)(

GQQQQQAQQQQA

dQA

=+−−+=+++=

= ∫−

π

π

θθ

Éq. 6-41

Éq. 6-42

A partir des relations entre les Aij et les modules de l’ingénieur on obtient les

caractéristiques d’un stratifié isotrope plan équivalent (Equation 6-43).

hAGplusde

AAet

AAAA

hE

P

PP

66

22

12

22

21222111

=

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −= ν

Éq. 6-43

L’approche par la théorie des stratifiés est traitée dans plusieurs travaux sous des

angles différents. Fukunaga (1990) propose un travail sur la configuration de plis

orthotrope de type [(+θ/-θ)i] dans le but d’obtenir un laminé isotrope (figure 6-1). Un total

de 40 plis, selon une séquence précise, est apparu nécessaire à la réalisation d’un composite

195 isotrope qui a été testé expérimentalement. Un minimum de 36 plis a cependant été

suffisant à Wu et Avery (1992) lors de la création de stratifiés complètement isotropes. Leur

étude a permis de déterminer le nombre de séquences conduisant à un stratifié isotrope

parmi un très grand nombre de possibilités. Giurgiutiu et Reifsnider (1994) ont appliqué la

théorie des stratifiés isotrope en considérant une infinité de plis dans le but de déterminer

les résistances d’un composite à fibres aléatoires. La même orientation a été choisie par

Wang (1999) afin de mesurer les effets de la méthode de consolidation des composites

nontissés.

Figure 6-1 : Exemple de stratifié composé de couches unidirectionnelles

Yeh et Yeh (2000) ont réalisé une étude statistique qui aboutit à la conclusion que

statistiquement un stratifié de 40 plis ou plus, peut être raisonnablement envisagé comme

macroscopiquement isotrope. Enfin, Melo et Radford (2002) ont effectué une étude

originale basée sur les coefficients d’expansion thermique des laminés, dans le but

d’obtenir les constantes élastiques d’un stratifié isotrope transverse.

Il apparaît, au travers ces applications de la théorie des stratifiés, qu’il existe

différentes façons de contourner les problèmes d’isotropie par le biais d’un séquençage de

plis unidirectionnels identiques mais orientés différemment. Les travaux de Giurgiutiu et

Reifsnider (1994) ou Wang (1999) sont à la base de l’orientation choisie pour modéliser les

WPC2 au §6.2.

6.1.3 Modélisation numérique Les problèmes physiques rencontrés lors de l’étude de matériaux ou structures,

qu’ils soient mécaniques ou thermiques, se formulent dans la plupart des cas comme suit :

il s’agit de déterminer un champ scalaire, vectoriel ou tensoriel vérifiant un ensemble

d’équations aux dérivés partielles et d’équations simples en tout point matériel Mpoint d’un

196 domaine Ω, à chaque instant t, et ce en satisfaisant des conditions limites imposées à la

frontière du domaine ∂Ω. Le problème est stationnaire ou instationnaire selon que le temps

intervient ou non comme variable dans les équations. L’analyse numérique fournit une

solution à un problème que les analyses mathématiques sont incapables de résoudre.

Toutefois, cette solution n’est pas aussi précise puisqu’elle nécessite d’introduire des

valeurs numériques pour les caractéristiques du matériau.

6.1.3.1 Les méthodes par éléments finis (F.E.M) La méthode des éléments finis comme les autres méthodes numériques (volumes

finis, différences finis) ne fournit pas une solution exacte mais une solution approchée

(Batoz et Dhatt, 1990 ; Fortin, 2002).

La modélisation par la méthode des éléments finis (F.E.M) peut se faire à plusieurs

niveaux. Par exemple, le comportement mécanique non linéaire du bois appliqué au

défibrage a été modélisé par Holmberg et al (1999). Le pressage de composites

bois/polymère a aussi été simulé numériquement par différents auteurs (Yang et al, 1994 ;

Bolton et Humphrey, 1988 ; Bolton et al, 1989abc, Yang et Sasaki, 1994). De manière plus

courante, ce sont les composites polymériques qui font davantage l’objet de F.E.M. que ce

soit pour des problèmes de diffusion de chaleur (Thrasher, 1997), ou bien de diffusion d’un

polymère à l’état liquide ou fondu dans un matelas fibreux grâce au moulage par transfert

de résine noté RTM (Lin et al, 1998 ; Kang et al, 2001). Les problèmes de formage ou

thermoformage sont aussi traités pour des composites à renforts fibreux, souvent

unidirectionnels, ou pour des textiles (Lim et Ramakrishna, 2002 ; Warby et al, 2003). Les

éléments finis fournissent des solutions numériques à ces problèmes de formage en utilisant

différentes modélisations allant des modèles élastiques (Polynkine et al, 1996) aux modèles

plastiques en passant par des modèles visqueux, élastoplastiques, ou hyperélastiques. Le

modèle d’hyperélasticité connu sous le nom de néo-Hookéen est présenté pour des

simulations de thermoformage par les travaux de Song et al (1991) ou Kouba et al (1992).

Il permet de s’occuper de cas avec de larges déformations sans toutefois prendre en compte

la viscosité en tant que telle. D’autres modèles, comme la méthode généralisée des cellules,

sont appliqués avec une F.E.M sur des composites à renforts discontinus (Pahr et Arnold,

2002). Dans le cas d’un composite à renforts fibreux, Xia et al (2002) ont comparé la

197 méthode « shear-lag » avec une F.E.M basée sur un modèle élastique/matrice plastique. Il

est intéressant de noter que l’étude de Chandra et al (2002) porte sur des composites à

renfort fibreux en utilisant les propriétés dynamiques comme les modules complexes et la

viscosité lors d’une F.E.M micromécanique en 2D.

6.1.3.2 La morphologie mathématique

Un autre type d’approche peut être la morphologie mathématique, qui utilise la

théorie des ensembles afin de lier les propriétés physiques des objets et les textures des

structures. Cette approche peut se traduire par une analyse mésoscopique de structures

fibreuses. Le rôle de l’architecture du réseau a été mis en évidence lors de précédents

travaux (Rowell et al, 1995 ; Michaud, 1999). En adoptant une démarche en traitement

d’images de type non linéaire (Coster et Chermant, 1985), il est possible d’appréhender

correctement un matériau dans le but de simuler sa géométrie, et par la suite envisager d’y

appliquer des modèles physiques (mécaniques, thermiques, écoulements). Une précédente

étude menée au laboratoire de rhéologie du bois de Bordeaux (LRBB) a abouti à la

réalisation d’une modélisation de l’architecture d’un réseau fibreux (figure 6-2), en

l’occurrence à la simulation du réseau fibreux de panneaux de MDF de différentes densités

(0,25-0,6).

L’information obtenue par microscopie confocale a été traitée afin d’obtenir par des

approches probabilistes (Serra, 1999 ; Jeulin, 1994, 1998, 1999) un modèle de structure

aléatoire. Des résultats intéressants comme la granulométrie, la porosité, le nombre

d’intersections entre les fibres, leurs tailles et leur nombre ont été obtenus (tableau 6-1).

Figure 6-2 : Simulation d’un modèle 3D de fibres (droites de Poisson), Delisée et al 2001b

198 Au-delà d’une modélisation complète du comportement mécanique qu’il est difficile de

réaliser, la modélisation numérique par la morphologie mathématique donne de précieuses

estimations des fibres et de leur agencement (Delisée et al 2001ab). Sachant que les

composites bois/polymères réalisés pour ce projet sont basés sur la fabrication d’un

panneau de MDF/thermoplastique, il est plus facile d’envisager une bonne compréhension

de nos matériaux.

Tableau 6-1 : Données issues de la simulation par un milieu aléatoire de panneaux MDF (Michaud, 1999 ; Delisée et al, 2001ab)

Caractéristiques granulométriques et paramètres simulés issus du modèle anisotrope de droites aléatoires de Poisson

Densité apparente 0,25 0,42 Rayon des fibres R(µm) estimé par ajustement du modèle 13,3 15,5 Nombre de fibres Nd (mm-2) déduit du modèle 45 48 Nombre moyen d’intersections Nint (mm-1) déduit du modèle 4,88 5,81 Taille des pores ⟨r⟩ et écart-type (µm) mesurés par analyse d’images 34

(6) 38,4 (21,3)

6.1.3.3 L’usage des méthodes numériques Il existe d’autres méthodes de modélisation numérique appliquées aux composites, à

leurs caractéristiques et à leur thermoformage. Ces méthodes par différences finies

(Kueppers et Michaeli, 1990) ou volumes finis sont assez proches de la méthode par

éléments finis. Des méthodes probabilistes peuvent aussi apporter des solutions numériques

(Hamad, 2002). Il faut noter que de nouvelles méthodes numériques comme les réseaux

neuronaux ou les algorithmes génétiques font leur apparition dans la simulation de

composites à base de bois (Cook et Chiu, 1997 ; Le Magorou, 2002).

Outre le comportement du matériau en tant que produit fini, le comportement du

matériau lors de sa fabrication (thermoformage en général : extrusion, mélange,

compression) est souvent simulée numériquement. Ceci permet de déterminer l’influence

de certains paramètres et de les optimiser. Il existe un bon nombre de cas où l’étude

numérique est couplée à une étude expérimentale qui vient valider l’approche numérique et

autorise par la suite des gains significatifs (en temps, en coûts).

199

6.1.4 Modélisation d’un réseau fibreux La littérature sur la modélisation des réseaux fibreux dans le cadre de composites à

base lignocellulosique n’est pas la plus abondante. Généralement les composites à réseau

sont souvent considérés comme des textiles qui sont soit des tissés soit des nontissés. Les

nontissés sont davantage représentatifs de ce à quoi peut s’apparenter l’architecture de

composites bois/polymères comme le MDF ou les panneaux d’isolation. Dans ce type de

matériau les contraintes sont principalement dépendantes des propriétés de traction des

fibres, de l’orientation et de la courbure des fibres ainsi que des facteurs de glissements et

des interactions entre les fibres (Jayne, 1972).

À ce titre, le travail d’Heyden (1996) qui traite de l’application d’un modèle en

réseau appliqué à des matériaux fibreux cellulosiques est exemplaire. Elle propose un

modèle mécanique de réseaux pour analyser un matériau composé de fibres cellulosiques.

En terme de modélisation le réseau est constitué de fibres dont les distributions de

longueurs, de courbures, de sections, de rigidités et de résistances sont arbitraires. Les

fibres sont agencées pour former une structure aléatoire avec une distribution d’orientation

arbitraire. Les interactions fibre-fibre sont modélisées (assemblage de ressorts) et

représentent la partie mécanique active du réseau. La percolation du réseau est étudiée et

les conditions limites définies. Les simulations numériques bidimensionnelles (F.E.M),

basées sur la théorie de l’élasticité, donnent des résultats sur les propriétés géométriques et

le comportement de rupture du réseau étudié.

L’état de contraintes sous sollicitations dans des réseaux fibreux aléatoires quasi-

plans a été étudié par Ostaja-Starzewski et al (1999). Le réseau fibreux est présenté comme

une construction de droites de Poisson. Le modèle de Cox est remis en cause et modifié afin

de tenir compte des relations entre les fibres. Les fibres sont envisagées comme des poutres

rigides reliées par des pivots rigides ce qui satisfait davantage aux conditions d’un solide

réel. L’étude, proposée dans le §6.1.3.2, relève du même type de démarche puisqu’il est

question d’une simulation de l’enchevêtrement fibreux d’un panneau MDF. Ces deux

études permettent d’insister sur le rôle que peut avoir la structure en réseau du composite

sur ses propriétés physiques.

200

Une caractéristique des nontissés est la longueur des fibres impliquées. En effet

selon la longueur des fibres il est possible ou non de considérer qu’elles sont continues ou

discontinues grâce aux relations suivantes :

( )

continuitéalorsXsi

parfaiteadhésionavecd

X

f

c

uff

i

ffc

,124

<<

==

l

σστ

σ

Éq. 6-44

Avec Xc la distance pour atteindre la contrainte plateau de la fibre σf ( ufσ résistance ultime

de la fibre), iτ résistance au cisaillement interfacial (celui de la matrice dans le cas d’un lien idéal) et fl , fd respectivement la longueur et le diamètre de la fibre. (Wang, 1999) Cette vérification de l’hypothèse de continuité guide le choix des modèles qui sont

applicables aux composites nontissés.

La notion de réseau aléatoire n’est pas facile à prendre en compte car cela nécessite

de considérer le matériau à l’échelle mésoscopique. De plus, la porosité de ces réseaux

implique un comportement complexe notamment si l’intérêt de l’étude porte sur des critères

de rupture.

6.1.5 Rhéologie : modèles mécaniques simples Au cours de la phase de caractérisation des matériaux WPC expérimentaux, la

sollicitation mécanique induit un comportement viscoélastique de l’échantillon. Ce type de

comportement est d’ailleurs caractéristique du fluage du matériau bois (Lasserre, 2000). Il

est courant de représenter ce comportement comme la combinaison d’une réponse

visqueuse idéale (viscosité η) et d’une réponse élastique idéale (module E) à l’application

d’une contrainte. L’un des modèles simples (Pluvinage, 1992), assez réaliste, est celui de

Burger (couplage du modèle de Maxwell et de celui de Voigt-Kelvin, voir équation 6-45). Il

correspond qualitativement en effet à la réponse typique d’un polymère soumis à une

charge constante puis déchargé. Un tel modèle est souvent repris comme base de modèles

plus complexes dans les travaux sur le fluage du bois massif (Welling, 1987 ; Kaliszky,

1989 ; Salin, 1992). Ce type de sollicitation peut se retrouver dans les courbes rhéologiques

201 de postformage de panneaux WPC. Le comportement et le modèle associé sont décrits par

la figure 6-3.

Figure 6-3 : Comportement viscoélastique simple selon le modèle de Burger.

Le comportement viscoélastique comprend une partie visqueuse, conduisant à une

déformation permanente, qui pourrait être combinée à l’écoulement du thermoplastique lors

d’un essai thermomécanique de formage. La partie bois est souvent considérée en première

approximation comme élastique. Il existe, du reste, des principes d’équivalence temps-

température, qui permettent de comparer un comportement au cours du temps à un

comportement sous l’action de la chaleur (Wielage et al, 2003).

VoigtKelvinMaxwellBurger

VoigtKelvinMaxwellBurger

−

−

==

+=

σσσ

εεε Éq. 6-45

Le comportement de la composante plastique est lui assez éloigné du comportement d’un

matériau comme le bois. Le modèle de Bingham (Persoz, 1960 ; Lemaître et Chaboche,

1985), présenté à la figure 6-4, permet de décrire le comportement d’un matériau élasto-

visco-plastique comme peut l’être la composante thermoplastique de nos WPC. La

plasticité se traduit par un élément mécanique, nommé patin, dépendant d’une contrainte

seuil. L’équation 6-46 décrit le comportement de ce modèle et le rôle du patin. Il existe

bien entendu d’autres modèles à même de rendre compte de ce type de matériau comme le

modèle de Schwedoff ou celui de Schofield-Scott Blair. Le choix du modèle de Bingham

202 permet l’utilisation d’un nombre limité de paramètres, plus aisés à déterminer

expérimentalement.

Eplastique

σseuil plastique

ηplastique

Modèle de Bingham

Eplastique

σseuil plastique

ηplastique

Eplastique

σseuil plastique

ηplastique

Modèle de Bingham

Figure 6-4 : Modèle non linéaire de corps élasto-visco-plastique (Bingham) La non linéarité du modèle s’exprime au travers du seuil de contrainte. Avant d’atteindre

cette contrainte limite, le matériau est élastique puis il devient visco-plastique i.e. la

déformation obtenue est permanente dans sa quasi-totalité même si la sollicitation est

annulée. Ceci correspond bien en approximation à l’étirement d’une matière plastique.

⎪⎩

⎪⎨⎧

+==

+=⇒≥

=⇒<

ppse

pes

s

E

E

εησεσ

εεεσσ

εσσσ

&

Éq. 6-46

εe déformation élastique, εp déformation plastique, ηp viscosité plastique, σs contrainte seuil (de plasticité) La notion de seuil est importante pour nos WPC puisqu’un palier a été observé lors des

essais de thermoformage en flexion 5 points. C’est sur la base de ces deux modèles que sera

constitué la modélisation rhéologique des WPC au §6.3.

6.2.1 Le processus de modélisation Modéliser un matériau ou son comportement est un processus important pour sa

compréhension. La complexité du matériau est simplifiée par l’émission d’hypothèses,

l’adoption d’une ou plusieurs théories et l’utilisation de modèles. Lors des précédents

paragraphes nous avons présenté diverses méthodes analytiques et numériques basées sur

des modèles théoriques (élasticité, plasticité), semi empiriques ou empiriques (Halpin-

203 Tsai). Ces méthodes sont susceptibles d’être mise en œuvre dans le cadre de la

modélisation de nos panneaux composite bois/thermoplastique. À ce titre, nous nous

proposons de présenter quelques travaux alliant une combinaison de modèles afin de

caractériser les propriétés d’un matériau.

L’étude de Giurgiutiu et Reifsneider (1994) présentée dans le paragraphe 6.1.2.2 est un bon

exemple d’association de modèle puisqu’il s’agit d’utiliser un modèle simple, une méthode

inverse et la théorie des stratifiés afin d’estimer les propriétés mécaniques d’un composite à

renfort fibreux aléatoirement distribué.

Igl et Osswald (1993) proposent une étude sur la thermoformabilité de composites fibres de

bois/polyoléfine. Le but de ce travail était de réaliser une simulation du thermoformage en

utilisant une relation contraintes-déformations appropriée et des éléments finis de type

coque. Les résultats simulés et expérimentaux ont aussi été confrontés à des résultats

analytiques.

L’article de Favier et al (1997) est un autre exemple intéressant d’usage de plusieurs

modèles. Le composite en latex renforcé par de la cellulose est considéré comme une

structure percolée tridimensionnelle. Les auteurs ont donc développé une méthode

d’homogénéisation capable de rendre compte des fortes liaisons cellulose-cellulose. Le

seuil de percolation est calculé numériquement (1% de cellulose en fraction volumique),

puis un couplage entre la théorie de percolation et un modèle de type Voigt est utilisé. Le

matériau est assimilé à un milieu continu et à partir de là, l’ensemble des paramètres

élastiques est simulé par F.E.M.

Il apparaît évident que l’association de plusieurs approches ou modélisations permet de

mieux intégrer la réalité du composite bois/polymère étudié.

6.2 Modélisation analytique des WPC2 Les composites WPC réalisés lors de cette étude sont voués à un usage à

température ambiante. En conséquence, au même titre que les panneaux MDF dont ils sont

très proches, il est raisonnable de les considérer en première approximation comme des

matériaux élastiques (au sens de Hooke). Ces hypothèses permettent l’utilisation des

204 modèles analytiques de renforcement et de la théorie des stratifiés, présentés

précédemment.

A l’instar de Giurgiutiu et Reifsneider (1994), il est question d’associer plusieurs modèles

afin d’obtenir une estimation des modules dans le plan des WPC2 considérés comme des

stratifiés. C’est l’inefficacité et l’inaptitude des modèles couramment employés qui ont

engendré cette démarche. En général, les composites fibreux sont supposés non poreux et le

plus souvent constitués de fibres unidirectionnelles noyées dans une matrice homogène.

Ces prérequis correspondent mal à la réalité des WPC2 qui sont des réseaux fibreux très

poreux. La démarche se décompose en 3 grandes étapes (figure 6-5):

1. Estimation des propriétés d’un laminé unidirectionnel équivalent pour le matériau MDF (équation 6-38). Ce laminé combiné en un stratifié multicouche isotrope plan présente des propriétés en accord avec les données expérimentales ou de la littérature. Les équations d’Halpin-Tsai (équations 6-7 à 6-10) et de Nielsen (équations 6-27, 6-28 et 6-30) permettent de confirmer ces estimations à partir de données sur les matériaux brutes employés. C’est lors de cette étape que l’on prend en compte la porosité du panneau composite.

2. Estimation des propriétés de laminés unidirectionnels équivalents pour les WPC2 compte tenu de leur composition en thermoplastique. Cette estimation se fait grâce aux équations de Halpin-Tsai (équations 6-7 à 6-10) pour les propriétés dans le plan et grâce aux équations de Nielsen pour les modules perpendiculaires au plan (équations 6-27, 6-28 et 6-30). Ces dernières équations permettent de davantage intégrer les propriétés réelles d’adhésion des WPC2.

3. Estimation des propriétés EP, GP, νP (coefficient de Poisson) des stratifiés isotropes plans construits à partir des laminés équivalents. L’équation 6-43 de la théorie des stratifiés dans l’hypothèse des contraintes et déformations planes donne les modules plans qui sont comparés aux données expérimentales obtenues en traction à température ambiante.

La construction du multicouche isotrope plan à partir des laminés unidirectionnels simule le

réseau fibreux réel des composites. Le paramètre le plus difficile à intégrer à la

modélisation est la qualité de l’adhésion. En effet, les équations de Nielsen associées aux

données expérimentales de cohésion (IB des WPC2, §4.2.4.1 tableau 4-5) permettent

d’évaluer des modules perpendiculaires mais par contre les équations d’Halpin-Tsai

considèrent systématiquement une adhésion parfaite. Cette lacune induit des estimations,

205 présentées tableau 6-2, plus ou moins en accord avec les données expérimentales (Etraction à

20°C, §4.2.4.2 tableau 4-9).

Figure 6-5 : Processus de modélisation des propriétés dans le plan des WPC2 à température ambiante

L’estimation des propriétés du panneau référence MDF/pMDI est très proche des données

expérimentales puisque nous avons effectué un processus d’optimisation afin d’obtenir, à

partir des estimations, le laminé équivalent MDF le plus fiable possible. Cette optimisation

est contrôlée par une autre estimation des propriétés du laminé équivalent faite à l’aide de

données sur les matériaux brutes et des équations de Halpin-Tsai (voir annexe D).

Les estimations ne prennent pas en compte, sauf pour les modules transverses, de la nature

des fibres naturelles. Ceci explique les résultats assez similaires pour les estimations

composites contenant 15% de PP2 (15,75,0 B.R et 15,75,3 F.L). Il en est de même pour les

composites à 30% de thermoplastique. En réalité, la nature des fibres naturelles (B.R ou

206 F.L) influence fortement les propriétés surtout lorsque la cohésion est un facteur important.

Il est donc logique d’obtenir globalement des surestimations des modules puisque

l’adhésion est supposée pour tous les modèles utilisés sauf Nielsen. Cependant, le

composite 30,75,3 B.R est le seul qui soit notablement sous-estimé (1919 MPa pour 2368

MPa en expérimental). Cela signifie que l’apport de l’agent de couplage n’est visiblement

pas suffisamment pris en compte par le modèle.

Tableau 6-2 : Estimations des propriétés dans le plan des WPC2 à température ambiante

WPC2 ρ (densité1) porosité2 MOEtraction

mesuré (MPa) MOEestimé

(MPa) Gestimé (MPa)

νestimé Poisson (coeff de Poisson)

MDF/pMDI 0,65 0,545 2590 2525 1014 0,245 30,75,0 F.L 0,65 0,531 1700 1891 783 0,208 15,75,0 B.R 0,65 0,532 2224 2171 893 0,216 30,75,0 B.R 0,65 0,531 1811 1912 787 0,215 15,75,3 F.L 0,65 0,532 1990 2187 896 0,220 30,75,3 B.R 0,65 0,531 2368 1919 788 0,217 1 choix cohérent avec données expérimentales, 2 valeur calculée (équation 4-4, tableau 4-2, §4.2.1.1) Dans une moindre mesure, il y a une légère sous-estimation (une cinquantaine de MPa)

pour le composite 15,75,0 B.R La présence en plus grande quantité de la sciure de B.R tend

vraisemblablement à créer une meilleure cohésion que les hétérogénéités dues aux F.L. Le

modèle est de fait plus proche de la réalité. Ces observations confirment les résultats

obtenus et le rôle attribué aux différents constituants jusqu’alors.

La démarche de modélisation, bien qu’en partie inadéquate, révèle ou plutôt confirme

certaines tendances. Elle prédit de façon raisonnable les modules plans des WPC2.

L’adhésion est encore une fois un facteur primordial au développement d’un modèle pour

ce type de matériau. L’influence des données (prises dans la littérature ou expérimentales)

sur les estimations finales est présentée sous forme de graphiques dans l’annexe D.

6.3 Modélisation rhéologique des WPC La démarche de modélisation des WPC à température ambiante ne peut pas

s’appliquer à leur comportement en température. En effet, le cadre théorique de l’élasticité

et des petites déformations n’est plus satisfait à la température de thermoformage. C’est

donc pour décrire les WPC à ces hautes températures que le modèle suivant a été

développé.

207 Le comportement rhéologique des WPC lors d’une sollicitation thermomécanique ne

correspond pas aux modèles habituellement appliqués au bois et à ses dérivés. L’apport du

thermoplastique rend le matériau beaucoup plus ductile. A partir des modèles simples,

présentés au §6.1.5, nous avons construit un modèle (figure 6-6) rendant compte du

comportement des composites à haute température (180°C).

Figure 6-6 : Modèle rhéologique du comportement à haute température des WPC

La composante bois des WPC se traduit par les éléments du modèle de Burger. Ce modèle

nécessitant la détermination de 4 paramètres, un modèle plus simple à 2 paramètres

(Maxwell) a été pris en considération dans l’expression du modèle complet (équation 6-47).

Le modèle de Bingham exprime la composante thermoplastique des WPC. Étant donné que

la quantité de plastique est limitée dans le réseau fibreux composant le matériau, alors nous

avons introduit un élément supplémentaire (une butée en analogie mécanique). Cet élément

agit comme une limite en déformation du plastique.

( )

plastique

seuil

boisplastique

boisplastique

boisplastique

boisplastique

boisboisplastique

seuil

plastique

EEEE

EE

ησ

ηηηη

σσε

ησσ

ησσσε

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⋅

++⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⋅

+=

++−

+=

&&

&&&

Éq. 6-47

208 La mise en équation (seulement Bingham+Maxwell sans la butée) aboutie à l’expression de

la contrainte en fonction de la déformation (équation 6-47). Il faut noter que la vitesse de

déplacement est maintenue constante lors de nos essais i.e. ∂x ⁄ ∂t = C1 (= 0,1 à 1 mm/s

pour les essais de thermoformage). Le fait d’imposer le taux de déplacement induit un taux

de déformation constant soit ∂ε ⁄ ∂t = C. Cette équation traduit bien le comportement des

WPC jusqu’à la limite de déformation après cela le matériau peut se voir comme un

panneau fibreux classique. Le matériau a donc un comportement non linéaire qui ne peut

s’exprimer dans sa totalité par l’équation 6-47.

( )

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

+⋅

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

+⋅

=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛−

boisplastique

boisplastique

boisplastique

boisplastique

E

seuilplastique

EEEE

Eet

eC

ηηηη

η

ση

ηηεσεη1

Éq. 6-48

Une fois la limite de déformation thermoplastique atteinte, la courbe contrainte-

déformation a une allure différente qui dépend de la sollicitation et du WPC considéré. Les

résultats de thermoformage en flexion 5 points (figure 5-6, §5.4.1) montrent un

comportement qui pour la première partie est modélisable par l’équation 6-48 (voir courbe

annexe E), puis s’en suit une « recharge » du composite. Cette reprise de la resistance du

matériau à la charge est du au matériau lignocellulosique qui prend le relais du

thermoplastique arrivé à son maximum de déformation. Nous présentons, à l’annexe E, une

simulation de la courbe de thermoformage construite à partir d’une équation empirique

basée sur le modèle developpé (équation 6-48). Cette tendance n’est pas confirmée par les

résultats de traction en température sur les WPC2, qui sont certes ductiles, mais pour

lesquelles on n’observe pas de zone de reprise. Ce phénomène a été discuté au §5.4.2.3. En

résumé, le rôle du thermoplastique (fibres PP2 très petites) est limité et n’est pas

suffisamment important pour observer un palier net comme c’est le cas pour les WPC1 lors

du post-thermoformage. Il est donc difficile de prédire la réaction qu’auraient eu les WPC1

lors d’un essai de traction à 180°C. Toutefois, par le biais de la figure 6-7, nous avons

209 imaginé le domaine de comportement des WPC lors d’une sollicitation en traction simple à

température de thermoformage.

viscoélasticité

plateau plastique

Reprise (bois)Reprise (bois)

Rupture ductile ou fragile

σseuil plasticité

εseuil plastique

Déformation

Contrainte

Figure 6-7 : Schématisation du comportement rhéologique des WPC à haute température de post-thermoformage pour une sollicitation simple en traction

La figure 6-7 représente le domaine potentiel de comportement des WPC en traction à

température de thermoformage. La borne supérieure représente un comportement combiné

de la déformation induite par le plastique et de la déformation induite par le réseau fibreux.

Moins le matériau tire partie du thermoplastique plus la courbe tend vers une allure semi-

ductile avec pour limite ultime un comportement fragile similaire au panneau référence

MDF/pMDI. La schématisation est basée sur les courbes expérimentales observées pour les

WPC2 en traction à 180°C. Plus le composite tire profit du thermoplastique i.e. plus il

s’étire, plus l’allure de la courbe va tendre vers la borne inférieure qui est inspirée du

comportement en flexion 5 points des WPC1 lors du post-thermoformage. La présence plus

marquée du palier permet une élongation plus importante, cette dernière étant

210 principalement le fait du thermoplastique. Il est souhaitable de tendre vers la borne

inférieure afin d’atteindre une bonne aptitude au post-thermoformage, soit une grande

déformabilité à de faibles charges de sollicitation (§5.1.1). Le passage entre la zone

plastique (palier) et la zone de reprise n’est pas défini de façon précise puisque lors des

essais de flexion 5 points des sollicitations de compression, de cisaillement et autres se

combinent. Comme nous l’avons discuté au §5.4.2.3, l’aptitude au thermoformage des

WPC n’est visiblement pas uniquement dépendante de la quantité de thermoplastique mais

aussi de la façon de s’exprimer de cette composante. La grande différence entre les fibres

PP1 et les fibres PP2 est leurs diamètres (fil mince contre fil microscopique) et leurs

longueurs respectifs (15 mm contre 5 mm en moyenne). La diminution de la taille des

fibres PP peut expliquer la perte de déformabilité à haute température. D’après les données

obtenues par imagerie lors d’une étude sur le MDF (tableau 6-1, §6.1.3.2), il existe un

certain nombre de fibres et de connections entre ces fibres. L’étude indique une

cinquantaine de fibres de bois par millimètres carré et 5 connections par millimètre. Au

même titre que pour le réseau fibreux, le « réseau thermoplastique », qui n’en est

probablement pas un (il n’y a sans doute pas percolation du thermoplastique), possède un

certain nombre de connections avec le réseau fibreux lignocellulosique. Les fibres PP1,

trois fois plus longue que les PP2, multiplient les possibilités de connections et offrent ainsi

plus de latitude de mouvements aux WPC dans son ensemble. Il paraît raisonnable de

penser que l’augmentation du nombre de fibres de bois connectées à un même groupe de

fibres thermoplastiques induirait un accroissement des capacités de post-thermoformage. Il

faut cependant noter, que l’augmentation de la rigidité du réseau à cause de la colle, est

aussi un facteur explicatif que nous ne sommes pas en mesure d’éliminer.

6.4 Conclusion Les possibilités offertes et développées pour modéliser les matériaux composites

sont nombreuses. Nous avons vu que malgré cette abondance, il est difficile de trouver une

approche capable de rendre compte du comportement complexe de nos panneaux

composites WPC. Cette difficulté provient de la nature même des WPC qui sont poreux, et

structurés selon un réseau fibreux isotrope plan. De plus, la matrice est en quantité limitée,

elle ne forme pas un ensemble unique (pas de percolation), qui enroberait les fibres de bois,

211 comme c’est le cas de la majorité des composites étudiés. Cette spécificité des WPC nous a

conduit à développer une approche combinant plusieurs types de modèles analytiques afin

de prédire les propriétés des WPC2 à température ambiante. Les propriétés ou plutôt le

comportement de nos WPC à haute température (plage de thermoformage) implique de

grandes déformations ce qui n’est pas compatible avec les modèles utilisées pour

l’approche à température ambiante. Afin d’obtenir une simulation du comportement

rhéologique à température de thermoformage, nous avons développé une seconde approche

basée sur des modèles mécaniques simples.

La première approche a pour objectif de prédire les propriétés mécaniques des WPC2 à

20°C dans le plan des panneaux. Ce modèle à température ambiante est construit à partir

des équations de Nielsen, Halpin-Tsai et la théorie des stratifiés. Les équations de Nielsen

permettent de tenir compte des propriétés d’adhésion par l’intermédiaire de l’estimation des

modules d’élasticité perpendiculaires aux panneaux WPC2. Les équations d’Halpin-Tsai

permettent de définir les propriétés d’un laminé unidirectionnel équivalent pour les

différents WPC2 à partir de données expérimentales et de données prises dans la littérature.

Enfin, grâce à la théorie des stratifiés il est possible de construire des stratifiés isotropes

plans à partir des laminés unidirectionnels équivalents (E1, E2, G12, ν12). Ces stratifiés

constituent les prédictions des propriétés (EP, GP, νP) dans le plan des WPC2 à 20°C. Cette

dernière étape rend ainsi compte de l’architecture du réseau fibreux des WPC, de même la

porosité des composites a été prise en compte. Une étape préliminaire, semblable, a été

effectuée afin d’optimiser les estimations des propriétés du laminé unidirectionnel

équivalent au MDF à partir de données expérimentales et de données sur le MDF ou les

constituants des WPC2 prises dans la littérature. Les résultats obtenus, bien qu’ils ne soient

pas complètement satisfaisants du point de vue de la prédiction pour l’ensemble des WPC2,

sont révélateurs. C’est principalement la difficulté de prise en compte de l’adhésion, malgré

l’utilisation des équations de Nielsen, qui est à l’origine des écarts d’estimation. La

comparaison avec les résultats expérimentaux confirme l’impact négatif des F.L et des

hétérogénéités qu’elles représentent, ainsi que le rôle extrêmement positif de l’agent de

couplage MAPP.

La seconde approche a pour but de rendre compte du comportement rhéologique à haute

température i.e. de la réponse du matériau à un test de thermoformage ou à une sollicitation

212 à température de thermoformage. Les essais expérimentaux ont montré le comportement

non linéaire du matériau WPC1 à 180°C. Le modèle haute température est, par conséquent,

l’association d’éléments mécaniques linéaires pour la représentation du réseau fibreux

lignocellulosique (modèle de Maxwell) et d’éléments non linéaires pour la partie plastique

(modèle de Bingham). Une fois la déformation maximale due au thermoplastique atteinte,

le matériau se comporte comme un panneau de fibres à base de bois. En tenant compte du

caractère conjoint ou séparé des déformations viscoélastiques et plastiques, le

comportement à haute température décrit une aptitude plus ou moins prononcée pour le

post-thermoformage. Les WPC2 ont montré leur limite et l’équation 6-47 simule le

comportement des WPC1 qui ont montré une très bonne aptitude au post-thermoformage. Il

est difficile de modéliser complètement à l’aide d’une équation simple la rhéologie haute

température des WPC. Cependant un système d’équations, plus complexe, basé sur le

modèle (figure 6-6), prenant en compte la limite de déformation plastique avec une butée et

davantage de paramètres pour caractériser le réseau fibreux lignocellulosique, permettrait

de simuler l’ensemble du comportement incluant la phase de reprise de charge.

Au regard du matériau étudié, des résultats de la modélisation et de la littérature, il convient

de constater qu’une approche de modélisation plus générale, considérant d’une façon forte

l’architecture morphologique du matériau, serait probablement plus adéquate.

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Conclusion générale Ce travail de thèse est avant tout, une étude exploratoire qui s’inscrit dans le cadre d’un

domaine de recherche, les composites bois polymère ou WPC, dont le développement est

assez récent et en pleine expansion. Les composites WPC couvrent une très large gamme

de produits, allant des panneaux à base de bois et d’une colle thermodurcissable jusqu’à des

produits plastiques fabriqués par extrusion ou injection et contenant un faible pourcentage

de farine de bois. Parmi tous ces matériaux possibles nous nous sommes attardés à un seul

type de matériau : un composite hybride fibres de bois/thermodurcissable/thermoplastique.

Ce choix a permis de rencontrer les objectifs initiaux à savoir :

1. Concevoir un matériau à usage structural ou décoratif.

2. Utiliser un mode de fabrication maîtrisé par l’industrie du bois.

3. Conserver un produit ayant un fort pourcentage de bois et un aspect bois prononcé : « éco-matériau ».

4. Donner la capacité de post-thermoformer ce panneau composite.

La fabrication de composite bois/thermodurcissable/thermoplastique sous la forme d’un

panneau fibreux, par une technique de pressage à chaud similaire à celle employé pour la

fabrication des panneaux de densité moyenne (MDF), a permis de satisfaire, pour partie, les

trois premiers points susmentionnés. Contrairement aux WPC à matrice thermoplastique, il

n’a pas été question d’incorporer une composante bois à titre de charge ou de renfort dans

un produit de facture plasturgiste. Il s’agissait de réaliser un composite WPC, sur la base

d’un panneau MDF, qui bénéficie des propriétés de thermoformabilité du thermoplastique

tout en conservant la rigidité structurelle des panneaux de fibres à base de bois.

A notre connaissance, un tel matériau n’existe pas, ce qui nous a conduit à envisager de

nombreuses possibilités. Il est apparu, dans cette étude, que quelques panneaux composites

fibres de bois/thermodurcissable/thermoplastique sont à même de rencontrer les exigences

prérequises. En effet, seuls les composites WPC, obtenus par un mélange homogène de

l’ensemble des constituants (encollés avec environ 10% de thermodurcissable sur la masse

totale), contenant 70% des fibres de bois et 30% de thermoplastique ont montrés une

aptitude au post-thermoformage. De plus, les fibres de bois doivent comporter des fibres de

MDF associées soit à des fibres longues (F.L) soit à de la sciure de bois rétifié (B.R), dans

les proportions ¾ et ¼ . Toutes les autres formulations expérimentées se sont avérées

220 inefficaces. La complexité du composite démontre la nécessité d’identifier très précisément

les facteurs influençant le rôle des différents constituants. En outre, il a fallu développer des

solutions originales, capables de résoudre les problématiques rencontrées pour nos WPC.

Au premier rang des problématiques, il y a l’incompatibilité de l’interface

bois/thermoplastique qui est partagée par l’ensemble des composites WPC à matrice

thermoplastique. La solution mise en œuvre a été le développement d’un procédé original

d’amélioration de l’interface bois thermoplastique. Ce procédé consiste à enrober, par

dispersion à chaud, les fibres thermoplastiques avec un faible pourcentage de l’agent de

couplage MAPP. Ce procédé original s’est avéré efficace. En effet, contrairement à une

distribution aléatoire de l’agent dans le composite, usuellement pratiquée, cette technique

d’enrobage permet de localiser l’agent de couplage précisément à l’interface, qui est le lieu

privilégié du transfert de contraintes. Les résultats obtenus montre une nette amélioration

des propriétés mécaniques, dépendantes de la cohésion du matériau, due à l’adjonction de

3% de MAPP, notamment la traction perpendiculaire à la surface du panneau.

L’amélioration de l’interface nous a permis de produire des panneaux composite WPC

ayant des propriétés de cohésion équivalentes ou supérieures aux standards requis pour les

panneaux MDF, qui nous ont servi de référence. Ceci souligne le caractère crucial que revêt

l’adhésion sur le comportement mécanique des composites WPC.

L’évaluation de l’aptitude au thermoformage était aussi l’une de nos problématiques. Cela a

fait l’objet du développement d’un essai de thermoformage original sous la forme de tests

de flexion 5 points à haute température. Cet essai, bien qu’il ne soit pas normé, possède

l’avantage d’être suffisamment coercitif pour rendre compte d’une réelle aptitude au

thermoformage bidimensionnel, tout en restant relativement facile à mettre en œuvre. Il faut

noter qu’il n’existe pas de standard pour ce type de matériau, l’emboutissage étant toutefois

généralement employé pour le thermoformage des plastiques ou des métaux. Un indicateur

de thermoformabilité a été défini afin de classer les composites WPC.

D’une façon plus générale, les procédés de fabrication et l’analyse des constituants, comme

nombre des propriétés relatant le comportement rhéologique de nos WPC, nous ont conduit

à utiliser des techniques empruntées à d’autres domaines que les sciences du bois.

221 La fragilité de l’équilibre conduisant à un composite satisfaisant aux exigences fixées s’est

manifestée, à maintes reprises, tout au long de cette étude. La caractérisation détaillée, des

diverses matières premières, montre que leur morphologie, leurs propriétés surfaciques

ainsi que tous les aspects liés à leur association sont aussi importants que le simple respect

de certaines proportions pour la réussite d’un WPC post-thermoformable. Il n’est pas

suffisant d’avoir 30% de fibres thermoplastiques dans le mélange, la géométrie de ces

fibres thermoplastiques influence le comportement du réseau fibreux. Il en est de même

pour les fibres de bois sous forme de fibres MDF, de fibres plus longues (F.L) ou de sciure

de bois rétifié. L’ensemble des résultats expérimentaux obtenus souligne l’importance de

l’architecture du réseau fibreux et poreux. Les efforts de modélisation, tant des propriétés

mécaniques que du comportement rhéologique, montrent à quel point il est difficile de

comprendre le comportement des panneaux fibreux WPC.

La réalisation d’un panneau composite WPC post-thermoformable implique de nombreux

facteurs dont l’influence nécessiterait de nouvelles recherches. Ce travail exploratoire offre

la possibilité d’identifier ces facteurs et leurs interactions sans toutefois pouvoir déterminer

le rôle exact de chacun d’entre eux. La compréhension, plus complète, du comportement de

ce nouveau type de matériau ouvre de larges perspectives d’études afin d’optimiser les

paramètres et les procédés mis en œuvre.

Annexes

Annexe A: Analyse statistique (ANOVA) Les tableaux suivants présentent les résultats détaillés des analyses de variance des

principales variables pour les différents essais effectués. Ces analyses ont été obtenues par

programmation dans le logiciel SAS. Chaque tableau traite d’une variable représentant une

propriété mécanique accompagnée des résultats des comparaisons simples effectuées.

Tableau A-1 : ANOVA sur IB

Essai de cohésion : ANOVA sur la variable dépendante IB

Source d.l SC MC Valeur F Pr > F Modèle 5 3,3710 0,6742 100,36 <0,0001 Erreur 23 0,1545 0,0067

R2=0,96 CV=9,61% IBmoy=0,85

Contraste d.l Contraste SC MC Valeur de F Pr > F MDF vs autres WPC2 1 0,0022 0,0022 0,33 0,5699

F.L vs B.R 1 2,8520 2,8520 424,53 <0,0001 15% vs 30% Plastique 1 0,0575 0,0575 8,56 0,0076

MAPP vs PP 1 0,0531 0,0530 7,90 0,0099 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 0,1932 0,1932 28,76 <0,0001

Tableau A-2 : ANOVA sur IB après gonflement

Essai de cohésion : ANOVA sur la variable dépendante IB-G


R2=0,96 CV=11,85% IB-Gmoy=0,36

Contraste d.l Contraste SC MC Valeur de F Pr > F MDF vs autres WPC2 1 0,1534 0,1534 83,64 <0,0001


MAPP vs PP 1 0,0038 0,0038 2,07 0,1634 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 0,085 0,085 46,36 <0,0001

225

Tableau A-3 : ANOVA sur gonflement en épaisseur

Essai de cohésion : ANOVA sur la variable dépendante TS


R2=0,94 CV=15,00% TSmoy=10,79842

Contraste d.l Contraste SC MC Valeur de F Pr > F MDF vs autres WPC2 1 20,1483 20,1483 7,68 0,0109


MAPP vs PP 1 64,5308 64,5308 24,59 <0,0001 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 12,6952 12,6952 4,84 0,0382

Tableau A-4 : ANOVA sur MOE en flexion 3 points

Essai de Flexion 3 points à température ambiante : ANOVA sur la variable dépendante MOE

Source d.l SC MC Valeur F Pr > F Modèle 5 4163887 832777 23,50 <0,0001 Erreur 24 850415 35433

R2=0,83 CV=12,70% MOEmoy=1483

Contraste d.l Contraste SC MC Valeur de F Pr > F MDF vs autres WPC2 1 3801785 3801785 107,29 <0,0001

F.L vs B.R 1 249309 249309 7,04 0,0139 15% vs 30% Plastique 1 95360 95360 2,69 0,1139

MAPP vs PP 1 2015 2015 0,06 0,8135 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 2219 2219 0,06 0,8045

Tableau A-5 : ANOVA sur MOR en flexion 3 points

Essai de Flexion 3 points à température ambiante : ANOVA sur la variable dépendante MOR

Source d.l SC MC Valeur F Pr > F Modèle 5 216,2363 43,2473 9,97 0,0006 Erreur 12 52,0566 4,3380

R2=0,81 CV=15,38% MORmoy=13,54


F.L vs B.R 1 0,0900 0,0900 0,02 0,8878 15% vs 30% Plastique 1 0,0342 0,0342 0,01 0,9307

MAPP vs PP 1 2,8431 2,8431 0,66 0,4340 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 1,4677 1,4677 0,34 0,5716

226

Tableau A-6 : ANOVA sur MOE à 180°C en flexion

Essai de Flexion 3 points à 180°C (température de thermoformage) : ANOVA sur la variable dépendante MOE


R2=0,82 CV=19,50% MOEmoy=673,7


F.L vs B.R 1 131554 131554 7,62 0,0106 15% vs 30% Plastique 1 539593 539593 31,26 <0,0001

MAPP vs PP 1 26862 26862 1,56 0,2238 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 5988 5988 0,35 0,5611

Tableau A-7 : ANOVA sur MOR à 180°C en flexion

Essai de Flexion 3 points à 180°C (température de thermoformage) : ANOVA sur la variable dépendante MOR


R2=0,90 CV=16,45% MORmoy=6,55


F.L vs B.R 1 1,2817 1,2817 1,10 0,3036 15% vs 30% Plastique 1 27,0420 27,0420 23,28 <0,0001

MAPP vs PP 1 0,0233 0,0233 0,02 0,8885 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 0,0257 0,0257 0,02 0,8828

Tableau A-8 : ANOVA sur MOE en traction

Essai de Traction à température ambiante : ANOVA sur la variable dépendante MOE

Source d.l SC MC Valeur F Pr > F Modèle 5 4315392 863078 5,42 0,0007 Erreur 39 6210283 159238

R2=0,41 CV=18,64% MOEmoy=2141

Contraste d.l Contraste SC MC Valeur de F Pr > F MDF vs autres WPC2 1 1945196 1945196 12,22 0,0012

F.L vs B.R 1 447301 447301 2,81 0,1017 15% vs 30% Plastique 1 394490 394490 2,48 0,1236

MAPP vs PP 1 1011415 1011415 6,35 0,0159 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 1241592 1241592 7,80 0,0081

227

Tableau A-9 : ANOVA sur MOR en traction

Essai de Traction à température ambiante : ANOVA sur la variable dépendante MOR


R2=0,74 CV=15,68% MORmoy=10,61



MAPP vs PP 1 68,3958 68,3958 24,71 <0,0001 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 35,1056 35,1056 12,68 0,0010

Tableau A-10 : ANOVA sur MOE à 180°C en traction

Essai de Traction à 180°C (température de thermoformage) : ANOVA sur la variable dépendante MOE


R2=0,68 CV=17,79% MOEmoy=1074


F.L vs B.R 1 47217 47217 1,29 0,2618 15% vs 30% Plastique 1 1375703 1375703 37,70 <0,0001

MAPP vs PP 1 1114102 1114102 30,53 <0,0001 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 562882 562882 15,43 0,0003

Tableau A-11 : ANOVA sur MOR à 180°C en traction

Essai de Traction à 180°C (température de thermoformage) : ANOVA sur la variable dépendante MOR


R2=0,89 CV=12,92% MORmoy=6,48



MAPP vs PP 1 34,7777 34,7777 49,65 <0,0001 30,75,0 B.R vs 30,75,3 B.R 1 14,6498 14,6498 20,92 <0,0001

228

Tableau A-12 : ANOVA sur les angles de contacts des WPC

Contrastes par ANOVA pour les angles de contact des WPC2 Angles de contact (°) WPC2

0 s 30 s 60 s 90 s 120 s 150 s MDF vs autres

WPC2 0,0378* 0,0098** 0,0061** 0,0076** 0,0058** 0,0036**

F.L vs B.R n.s n.s n.s n.s n.s n.s 15% vs 30%

Plastique 0,0083** 0,0277* 0,0391* 0,0178* 0,0114* 0,0084**

MAPP vs PP 0,0104* 0,0131* 0,0091** 0,0137* 0,0189* 0,0123* 30,75,0 B.R

vs 30,75,3 B.R

0,0145* 0,0191* 0,0356* 0,0339* 0,0457* 0,0306*


Annexe B: Analyse XPS

Figure B-1 : Analyse de surface du bois rétifié (XPS)

Figure B-2 : Analyse de surface des fibres longues (XPS)

230

Figure B-3 : Analyse de surface des fibres MDF industrielles (XPS)

Annexe C: Courbes de traction à 20°C et 180°C

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

Déformation

Con

trai

nte

(Mpa

)MDF/pMDI

30,75,0 F.L

15,75,0 B.R

30,75,0 B.R

15,75,3 F.L

30,75,3 B.R

Figure C-1 : Comportement contrainte-déformation en traction des WPC2 à température ambiante (25°C ± 3°C)

0

2

4

6

8

10

12

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4

Déformation

Con

trai

nte

(Mpa

)

MDF/pMDI

30,75,0 F.L

15,75,0 B.R

30,75,0 B.R

15,75,3 F.L

30,75,3 B.R

Figure C-1 : Comportement contrainte-déformation en traction des WPC2 à 180°C

Annexe D: Complément à la modélisation

( )

( ) ⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

−−−=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

−−−=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

xy

y

x

xy

y

x

γεε

θθθθθθθθθθθθθθ

γεε

τσσ

θθθθθθθθθθθθθθ

τσσ

2122

22

22

1221

2

1

22

22

22

12

2

1

sincoscossincossincossin2cossin

cossin2sincos

sincoscossincossincossin2cossin

cossin2sincos

Éq. D-1

Cette matrice de passage et les relations qui en découlent ne sont rien de plus que

l’expression matricielle des relations du cercle de Mohr.

Tableau D-1 : Données collectées pour la modélisation

Tableau des données employées pour la modélisation des WPC2 à 20°C (Halpin-Tsai)

Produit densité E1 (MPa)

E2 (MPa)

G (MPa)

Bois ou fibres lignocellulosiques 1,53 11000 500 900 pMDI 1,24 3000 3000 300 PP 0,9 1500 1500 250 Données prises dans la littérature (résineux : Guitard, 1987 ; et autres pour les polymères : Karger-Kocsis, 1999 ; Gay, 1991 ; Berthelot, 1992)

Tableau D-2 : Propriétés des laminés unidirectionnels équivalents selon Halpin-Tsai

Estimation des propriétés des laminés unidirectionnels équivalents (Halpin-Tsai)

Composite E1 longitudinal (MPa)

G12 (MPa)

MDF/pMDI Panneau référence 6180 452,3 30,75,0 F.L 30,75,0 B.R 30,75,3 B.R

Composite avec 30% de plastique 4730 376,3

15,75,0 B.R 15,75,3 F.L

Composites avec 15% de plastique 5443 412,1

233

Tableau D-3 : Module transverse des laminés unidirectionnels équivalents selon Nielsen

Calcul du Module transverse (E2) du laminé unidirectionnel équivalent à partir des équations de Nielsen et des résultats de cohésion des WPC2

E2 selon Nielsen (MPa) Composite IB

(MPa) σmatrice ultime

(MPa) Ematrice (MPa) νfibres mauvaise

adhésion bonne

adhésion adhésion parfaite

MDF/pMDI 0,83 40 3000 0,405 104,6 137,4 239,1 30,75,0 F.L 0,28 35 1500 0,327 17,8 22,9 38,6 15,75,0 B.R 0,6 35 1500 0,397 42,7 56,0 97,1 30,75,0 B.R 1,23 35 1500 0,327 78,4 100,4 169,6 15,75,3 F.L 0,95 35 1500 0,397 67,6 88,6 153,7 30,75,3 B.R 1,22 35 1500 0,327 77,7 99,6 168,2

Figure D-1 : Influence des paramètres de cisaillement des matières premières sur l’estimation des propriétés du WPC

234

Figure D-2 : Influence de l’estimation du module transverse via les propriétés IB sur la modélisation des propriétés du WPC

Figure D-3 : Influence des MOE des matières premières sur l’estimation des propriétés du WPC

235 Références Annexe D Berthelot J-M : Matériaux composites : comportement mécanique et analyse des structures. Edition : Masson, Paris, p620, (1992) Gay D : Matériaux composites. 3ème edition revue et augmentée, Hermès, Paris, (1991) Guitard D : Mécanique du matériau bois et des composites. Éditions Cepadues, Toulouse, France, p238, (1987) Karger-Kocsis J : Polypropylène, an A-Z reference. Polymer Science and Technology, edited by Karger-Kocsis, Kluwer Academic publishers, London, UK, (1999)

Annexe E: Complément modélisation rhéologique

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 5 10 15 20 25

WPC mélange homogène: 30% PP + F.L ou B.R

Fseuil

Force (N)

Déplacement (mm)ou flèche maximale

( ) ( )xxseuil ePeFF +−= −1

Figure E-1 : Modélisation empirique du comportement lors d’un essai de post-

thermoformage réussi sur les WPC1 (mélange homogène)

Courbe obtenue à partir de l’équation 77Les données d’entrée sont issues : des modules dynamiques expérimentauxet de la littératureSeuil de contrainte choisi à 10 MPa

déformation

Contrainte (Pa)

Courbe obtenue à partir de l’équation 6-48Les données d’entrée sont issues:

des modules dynamiques expérimentauxet de la littératurele seuil de contrainte est choisi à 10 MPa

Courbe obtenue à partir de l’équation 77Les données d’entrée sont issues : des modules dynamiques expérimentauxet de la littératureSeuil de contrainte choisi à 10 MPa

déformation

Contrainte (Pa)

Courbe obtenue à partir de l’équation 6-48Les données d’entrée sont issues:

des modules dynamiques expérimentauxet de la littératurele seuil de contrainte est choisi à 10 MPa

Modélisation : Rhéologie Essai 5 pts de thermoformage

Figure E-2 : Modélisation du comportement rhéologique (Maxwell+Bingham) des WPC à 180°C – Partie jusqu’au plateau visqueux selon l’équation 6-48

rheologie de panneaux composites bois/plastique sous ......nous avons réalisé un composite wpc,...

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