Critères de qualité

Lorsque les contraintes « machines » des systèmes d’injection et de chauffage sont fixées, les limites thermo-physiques des matières premières ont été identifiées et que les variables « machines » et de « procédé » manipulables des mises en forme LCM sont connues, une nouvelle fenêtre de fabrication optimale peut être employée pour encadrer la mise en forme des pièces composites. À cet effet, un exemple de fenêtre de fabrication optimale, aussi appelée

fenêtre d’optimalité de la qualité, est proposé à la Figure 1-5. Cette fenêtre s’inscrit à l’intérieur du diagramme de moulabilité illustré à la Figure 1-3 et elle est délimitée par des critères de qualité propres aux mises en forme LCM tels que :

- Le gradient thermique transverse optimal pour obtenir un fini de surface voulu

- Le degré de cuisson final minimal permettant d’obtenir les performances mécaniques souhaitées

- L’optimisation de l’uniformité du temps de gel et du degré de cuisson pour minimiser l’apparition de déformations résiduelles.

- La masse finale minimale et les tolérances géométriques respectées des pièces fabriquées

Figure 1-5 : Fenêtre de fabrication optimale des composites par procédés LCM.

Plusieurs auteurs se sont intéressés de près à ces critères de qualité pour la mise en forme des composites ainsi qu’aux paramètres de conception et de contrôle permettant d’influencer ces derniers. Tout d’abord, dans la littérature scientifique, certains paramètres ayant un impact déterminant sur le fini de surface ont été relevés (Haider, Lessard et al. 2005) tels que :

- La post-cuisson

- La fraction volumique de fibres Vf - La peinture des pièces

- La préparation du moule (agent démoulant, enduits, etc.) - Le temps de gel

- Le gradient transverse de température

- Les taux de charge, d’additif « faible retrait » et de styrène dans le mélange

Parmi les auteurs ayant abordé ce sujet, Landry a déterminé le gradient thermique et le taux d’additif « faible retrait » (« Polyvinyl alcohol »-PVA) qui minimisaient la rugosité de surface finale des pièces composites (Landry 2005). Cette auteure a choisi le rugosimètre (la moyenne arithmétique Ra des valeurs absolues des écarts du profil dans les limites de la longueur de base) pour étudier le fini de surface des pièces fabriquées par procédé RTM et pour établir des liens physiques avec la rhéologie et la morphologie de la résine polyester utilisée.

Dunkers et al. ont travaillé sur le contrôle de l’évolution de la réaction de réticulation et l’obtention d’un degré de polymérisation final prescrit initialement (Dunkers, Flynn et al. 2002). Ils ont élaboré une stratégie de contrôle de la vitesse de réaction  à l’aide d’un spectromètre infrarouge à transformée de Fourier, et ce, dans le but de piloter simultanément la température de cuisson et la conversion des monomères réactifs via la température du moule. D’autres se sont plutôt attaqués à la minimisation des contraintes résiduelles thermiques en optimisant et en modifiant en temps réel les cycles de cuisson des pièces composites fabriquées (Genidy, Madhukar et al. 1997; Pillai, Beris et al. 1997; Antonucci, Giordano et al. 2002; Parthasarathy, Mantell et al. 2004; Lee, Kim et al. 2006; Ruiz and Trochu 2006). D’autres auteurs tels que Khoun (Khoun, de Oliveira et al. 2011) et Causse (Causse, Ruiz et al. 2011; Causse, Ruiz et al. 2012) ont plutôt étudié respectivement l’influence de l’interaction moule-pièce durant la cuisson et de la géométrie initiale des préformes fibreuses courbées sur les défauts finaux de distorsion géométrique. À cet effet, ces distorsions géométriques, à savoir le gauchissement (« spring- back » et « spring-in ») et les variations d’épaisseur dans les angles des pièces (« corner thickening » et « corner thinning »), peuvent entraîner des déviations par rapport aux tolérances géométriques préétablies. Advani et son équipe ont quant à eux travaillé en grande partie sur les problèmes de formation de zones sèches macroscopiques dues aux effets de bord. Ils ont su développer des méthodologies de détection continue du front de résine et des systèmes de contrôle automatisés utilisant cette information pour prévenir le mauvais remplissage des renforts

(Liu, Bickerton et al. 1996; Sozer, Bickerton et al. 2000; Devillard, Hsiao et al. 2003; Hsiao and Advani 2004; Devillard, Hsiao et al. 2005).

Chapitre d'équation 1 Section 1

Finalement, tel que mentionné précédemment, les études expérimentales de cette thèse vont porter sur les mécanismes d’imprégnation et sur la saturation des renforts fibreux afin de comprendre, de prédire et de minimiser la formation de bulles nuisibles pour les performances mécaniques des pièces composites. Ce dernier critère de qualité est critique pour les industries fabricant des composites à haute performance telles que l’industrie de l’aéronautique. Certains auteurs ont déjà abordé cette problématique de modélisation et de contrôle de la formation et du transport des défauts d’imprégnation (bulles) par le passé (Parnas and Phelan Jr 1991; Mahale, Prudhomme et al. 1992; Lundström 1993; Lundström and Gebart 1994; Patel 1994; Lundström 1997; Chang and Hourng 1998; Bréard, Saouab et al. 2003; Ruiz, Achim et al. 2006; Leclerc and Ruiz 2008; Chung Hae Park and Woo 2011). Parmi ceux-ci, Patel a présenté une forte corrélation expérimentale entre la formation des défauts d’imprégnation (bulles) microscopiques et macroscopiques par emprisonnement d’air et le nombre capillaire modifié Ca* défini comme suit (Patel 1994) : * cos ff lv v Ca     (1.1)

où vff, , lv et  sont respectivement la vitesse d’avancée du front de fluide (vitesse interstitielle), la viscosité dynamique du fluide, sa tension de surface et l’angle de contact statique apparent du ménisque formé entre le fluide et la surface de la fibre. Patel et Shih ont également établi une corrélation entre la mobilisation des bulles emprisonnés dans le renfort fibreux et ce même nombre capillaire modifié Ca* ou bien le nombre capillaire Ca (Patel 1994; Shih 2000) défini comme suit : * ff lv v Ca    (1.2)

Ces derniers travaux de recherche étaient axés sur la caractérisation et la modélisation physique du phénomène d’emprisonnement d’air dans les renforts fibreux ainsi que la mobilisation de ces inclusions d’air. Du côté du contrôle de procédé, Leclerc et Ruiz ont plutôt mis l’accent sur le

contrôle de la vitesse d’imprégnation durant le remplissage des pièces composites par procédé RTM (Leclerc and Ruiz 2008). Le contrôle de ce paramètre-clé pendant l’étape de remplissage leur a permis de minimiser la formation des bulles par emprisonnement d’air dans les renforts fibreux utilisés et de maximiser les propriétés mécaniques des pièces fabriquées. De son côté, Lundström a étudié l’influence de la pression d’injection et du dégazage de la résine, avant l’étape de remplissage de la pièce, sur le processus de dissolution des bulles dans le polymère liquide (Lundström 1997). Il a démontré que des pressions d’injection importantes et un dégazage adéquat de la résine favorisaient la dissolution des bulles microscopiques emprisonnées dans les mèches de fibres. Ces trois paramètres que sont le nombre capillaire modifié, la vitesse d’imprégnation du renfort et la pression appliquée au port d’injection constituent donc un bon point de départ pour réaliser l’étude expérimentale de la présente thèse sur les mécanismes d’imprégnation et de saturation des renforts fibreux. Toutefois, en s’appuyant sur les conclusions des précédents travaux de Lundström et Gebart, il sera aussi important de porter une attention particulière à l’état de la résine avant chaque remplissage de pièces (Lundström and Gebart 1994; Lundström 1997). Ceci est critique afin de s’assurer que les propriétés rhéologiques de la résine soient homogènes et que sa préparation soit identique d’une injection à l’autre, à savoir sa formulation chimique, son débullage (bulles de gaz dans la résine) et son dégazage (gaz dissous dans la résine).