III.3. E VALUATION DU COMPORTEMENT RHEOLOGIQUE DES SOLUTIONS MONOPHASEES P OLYMERE / GAZ
III.3.1. Présentation de la méthode expérimentale
III.3.3. Gradient de pression dans la buse instrumentée ... 121 III.3.4. Etude des solutions PBS/N2 ... 123
③
Cette étude a pour but de corréler les paramètres d’injection avec la structure cellulaire et les propriétés mécaniques de la pièce. Une compréhension correcte de ces relations aidera à optimiser les paramètres de mise en forme pour cibler des propriétés spécifiques.
En première approche, l’influence individuelle des paramètres du procédé sur la structure cellulaire et les propriétés mécaniques sera présentée et analysée. Ces premiers résultats seront ensuite utilisés pour valider et optimiser les paramètres du procédé à travers un plan d’expérience de type Taguchi sur une pièce semi-industrielle à géométrie « complexe ». Enfin, une technique spécifique de mesure du comportement rhéologique du mélange monophasé polymère/gaz sera développée afin de tenir compte des spécificités liées au procédé.
III.1. INFLUENCE DES PARAMETRES DU PROCEDE SUR LA STRUCTURE
CELLULAIRE ET LES PROPRIETES MECANIQUES
III.1.1.
Etude préliminaire du procédé sur une géométrie simple
L’étude est réalisée sur une pièce normalisée du type barreau « ISO-179-1 » de dimension 80x10x40 mm. Le choix des paramètres s’appuie sur la littérature et se focalise sur les quatre étapes du mécanisme de moussage, soit : la teneur en gaz (% SCF) qui influence le nombre de sites de nucléation dans le mélange, le débit d’injection (Q) qui influence la dépressurisation pendant le remplissage du moule, la température du moule (Tmoule) pour la phase de stabilisation
et enfin la vitesse de rotation de vis (Vrot vis) pour l’homogénéité du mélange polymère/gaz.
La quantité de gaz maximale qui peut être dissous dans le polymère dépend, nous l’avons vu dans le chapitre I, du type de gaz, de la température et de la pression. En prenant le polypropylène comme référence, Sato et al. [129] ont mesuré une solubilité moyenne à 180°C sous 12 MPa de 91 g de CO2/kg de PP, soit une solubilité de 9,1% concernant le CO2 dans le PP et une solubilité de
1,4% concernant le N2 dans le PP, ce qui représente une baisse d’environ 85% du gaz dissous. Par
ailleurs, dans les mêmes conditions de température et de pression, les auteurs ont mesuré une solubilité de 7,1% concernant le CO2 dans le PBS [130]. Donc en se basant sur les préconisations
de Trexel pour le polypropylène, la variation en teneur en gaz est ajustée dans l’intervalle de tolérance du PP soit entre 0,5 et 1 %wt dans la gamme de température d’injection considérée. Le Tableau III-1 liste le domaine de variabilité des paramètres sélectionnés ainsi que les valeurs des paramètres fixes utilisés dans cette étude. Les expériences sont réalisées en faisant varier un paramètre à la fois tout en maintenant les autres constants.
Tableau III-1 : Valeurs des paramètres fixes et variables du procédé Mucell®.
Paramètres variables Intervalle de valeurs
Teneur en gaz (%SCF) 0,5 – 1 (%wt)
Débit d’injection 20 – 100 (cm3.s-1)
Température du moule 20 – 60 (°C)
Vitesse de rotation de vis 100 – 200 (mm.s-1)
Paramètres fixes Valeurs
Nature du gaz N2 Température du polymère 220 (°C) Volume de commutation 0,5 (cm3) Temps de maintien 0,5 (s) Temps de refroidissement 45 (s) Contre-pression 100 (bars)
Chute de pression du SCF 10 (bars)
Débit d’injection du gaz 15 (kg/h)
Le profil de température d’injection est de : 180°C, 200°C, 220°C, 220°C, 220°C de la trémie à la buse. La chute de pression du SCF fixée à 10 bars signifie que le gaz est injecté dans le fourreau 10 bars au-dessus de la pression de la masse fondue. De plus, l’ouverture de l’injecteur de gaz est fixée à 4 cm3 après le début du dosage afin d’éviter toute injection de SCF dans le vide. Les
éprouvettes ont été produites en faisant fonctionner la machine en mode automatique après 10 à 15 pièces afin de stabiliser le procédé de fabrication.
III.1.2.
Influence des paramètres du procédé sur la structure
cellulaire
III.1.2.1.
Influence de la teneur en gaz
La teneur en SCF varie de 0,5% à 1% en masse. Le débit d’injection (Q = 60 cm3.s-1), la température
du moule (Tmoule= 40°C) et la vitesse de rotation de la vis (Vrot vis = 100 mm.s-1) sont maintenus constants. La Figure III-1 donne l’évolution du diamètre moyen des cellules et de la densité
Figure III-1 : Effet de la teneur en SCF sur la taille et la densité cellulaires.
Des petites cellules sont susceptibles d’être générées lorsque la teneur en gaz augmente. En effet, l’augmentation de la concentration en gaz dans le polymère fondu entraîne la formation d’un nombre plus important de sites de nucléation, donc une densité cellulaire plus élevée. Par ailleurs, la détente du gaz étant un phénomène endothermique, la croissance d’un plus grand nombre de nucleis consomme plus rapidement le gaz disponible et conduit à des tailles de cellules plus petites et plus uniformes.
En faisant l’hypothèse que chaque molécule de gaz est potentiellement un site de nucléation [32], l’injection de 1% en masse de N2 dans la pièce (dont la masse est d’environ 34 g) correspond à
une estimation de nombre de molécules de gaz introduite de 7,5.1021 (site de nucléation). Or, la
densité de cellules calculée pour 1 %wt de gaz est de 4,2.107 cell.cm-3 (Figure III-1) ce qui
correspond à 1,1.109 cellules dans toute la pièce. La différence entre la mesure et l’estimation
peut avoir plusieurs origines :
- La disparition des nucleis dont le rayon est inférieur au rayon critique. - La perte de gaz par diffusion hors du polymère [131].
- La réduction du nombre de cellules par coalescence (contrôlée par la viscosité et la vitesse de refroidissement du mélange polymère/gaz).
- La formation de zones non moussées en peaux où la vitesse de refroidissement est trop élevée pour permettre la croissance.
III.1.2.2.
Influence du débit d’injection
Le débit d’injection détermine la pression du mélange au point d’injection et donc la chute de pression à l’entrée de moule. Ici, le débit d’injection varie de 20 à 100 cm3.s-1. Les autres
paramètres restent fixes, la teneur en SCF de 0,5 %wt (diamètre de cellules le plus élevé), la température du moule Tmoule = 40°C et la vitesse de rotation de vis Vrot vis = 100 mm.s-1.
D’après la Figure III-2, le diamètre moyen des cellules diminue et la densité cellulaire augmente avec l’augmentation du débit d’injection. La taille et le nombre de cellules dépendent de l’état thermodynamique du mélange polymère/gaz. Une chute de pression importante abaisse en effet la barrière d’énergie de Gibbs et engendre donc un nombre plus élevé de sites de nucléation.
III.1.2.3.
Influence de la température du moule
La température du moule joue sur la phase de croissance et de stabilisation de la structure cellulaire. La Figure III-3 décrit l’effet de la température du moule sur l’évolution du diamètre moyen des cellules et de la densité cellulaire. La température du moule varie de 20 à 60°C par intervalle de 10°C. Les autres paramètres (teneur en gaz, débit d’injection et vitesse de rotation de vis) sont maintenus constants à 0,5 %wt, 60 cm3.s-1 et 100 mm.s-1.
L’augmentation de la température du moule provoque l’augmentation du diamètre moyen des cellules. Ceci s’explique par une coalescence des cellules en croissance aux températures élevées car le polymère se trouve dans un état moins visqueux et applique moins de résistance à la croissance cellulaire. A l’inverse, les températures plus basses conduisent à un refroidissement rapide ce qui augmente la viscosité du polymère et donc fige l’expansion des cellules et la coalescence d’où l’obtention d’une densité cellulaire élevée.
Figure III-3 : Effet de la température du moule sur la taille et la densité cellulaires.
La température du moule affecte donc la vitesse de refroidissement. Il est donc nécessaire d’estimer la vitesse de refroidissement du PBS dans les conditions de moussage (Voir Annexe A).
La Figure III-4 montre l’évolution calculée de la température au cours du temps dans l’épaisseur de la pièce. Ce résultat est obtenu en simulation pour une température d’injection de 220°C et une température du moule de 20°C.
Figure III-4 : Evolution de la température calculée dans l’épaisseur de la pièce en fonction du temps.
Le profil de température dans la région proche du cœur de la pièce possède une pente relativement faible. Au début du refroidissement (< 5 sec), un plateau à la température d’injection est observé puis la diminution de la température est très lente à mesure qu’on s’approche de la température de cristallisation (Tc). En revanche, plus on s’éloigne du cœur de la pièce plus le profil
de température montre un comportement différent avec l’absence du plateau et une chute de température plus importante. Dans les régions proches de la paroi du moule le figeage est quasi- instantané.
A partir du calcul, il est possible de tracer la position du front de cristallisation dans l’épaisseur de la pièce en fonction de la température du moule (Figure III-5). A une température d’outillage de 20°C, l’épaisseur de la peau est estimée à environ 0,8 mm. Ainsi, la structure cellulaire s’étend entre 0,8 mm et 2 mm (cœur de la pièce). La pièce est totalement cristallisée après 49 secondes contre 92 secondes à 60°C. La vitesse de refroidissement est estimée à 273°C/min à 0,8 mm de la paroi contre 184°C/min au cœur de la pièce pour un moule à 20°C alors qu’avec un moule à 60°C,
cette vitesse de refroidissement est en moyenne de 118°C/min à 0,8mm de la paroi et 97°C/min au cœur de la pièce, soit des vitesses de refroidissement multipliées par deux.
Les vitesses de refroidissement impact la diffusivité du gaz dans la pièce. Cette diffusivité est donc plus élevée au cœur et diminue à mesure que la vitesse de refroidissement augmente. Les peaux quant à elles sont d’autant plus fines quand la vitesse de diffusion augmente.
Figure III-5 : Evolution du temps de figeage calculé dans l’épaisseur en fonction de la température du moule.
III.1.2.4.
Influence de la phase de dosage
La vis utilisée dans cette étude comporte une zone de malaxage nécessaire pour la formation de la solution monophasée. Pour que le gaz soit complètement diffusé dans la masse fondue, il est nécessaire d’avoir un taux de cisaillement élevé car le temps de séjour du mélange polymère/gaz dans le fourreau est très court. La vitesse de rotation de la vis a donc été modifiée de 100 à 200
mm.s-1 par intervalle de 20 mm.s-1 afin d’observer son influence sur la morphologie cellulaire et
les propriétés mécaniques résultantes.
Les résultats n’ont montré aucune variation significative sur la morphologie. L’effet attendu de l’augmentation du taux de cisaillement était une diminution de la taille des cellules et une meilleure uniformité cellulaire. En effet, le cisaillement peut favoriser le mélangeage dispersif et distributif du gaz. Cependant, les taux de cisaillements déjà élevés dans cette étude peuvent
expliquer l’absence de variation majeure. Par ailleurs, La diminution de la viscosité du mélange polymère/gaz peut entraver la diffusion du gaz.
III.1.3.
Influence de la structure cellulaire sur les propriétés
mécaniques
Les propriétés mécaniques sont influencées par la morphologie cellulaire mais aussi par la densité de la pièce. La Figure III-6 présente l’évolution du module spécifique de flexion (propriétés normalisées par la densité de la pièce) en fonction du taux massique d’azote introduit.
Les résultats démontrent que la présence d’une structure cellulaire au sein de l’échantillon améliore la rigidité du matériau. Pour 0,5 %wt d’azote introduit, le module rapporté à la densité présente une amélioration de +6% comparé à la pièce non moussée. Cependant, avec l’augmentation de la teneur en gaz, la pièce perd en rigidité avec une diminution jusqu’à -10% pour 1 %wt d’azote. Autrement dit, le gain de masse ne permet plus de compenser celle de la rigidité, donc, la rigidité spécifique diminue. Par ailleurs, les propriétés en flexion montrent une faible dépendance aux tailles des cellules [132].
L’influence du débit d’injection sur les propriétés mécaniques est particulièrement marquée (Figure III-7a). Etant donné que la teneur en gaz reste constante, la densité finale des pièces est la même. L’augmentation du débit entraîne une diminution de la rigidité. La perte des propriétés mécaniques est observée malgré l’amélioration de la structure cellulaire. Ce résultat indique que de petites tailles de cellules ne signifient pas systématiquement de bonnes propriétés mécaniques en flexion. Dans le cas présent, c’est le rapport entre la structure du cœur et celle de peau qui prédomine sur les propriétés en flexion. En effet, les contraintes normales sont essentiellement supportées par les couches extérieures de la pièce, en conséquence le cœur moussé intervient peu. Entre 20 et 100 cm3.s-1, le rapport peau/cœur est divisé par deux (Figure
III-7b) ce qui peut expliquer en grande partie la perte de rigidité. Ces résultats sont en accord avec ceux de Wong et al. [36] qui ont démontré que l’augmentation de l’épaisseur de la peau en injection moussage contribue à l’augmentation du module de Young et de la résistance au choc.
Figure III-7 : (a) Effet du débit d’injection sur le module de flexion. (b) Evolution de l’épaisseur de la peau en fonction du débit d’injection.
Pour résumer, les débits d’injections élevées conduisent à une forte nucléation cellulaire et une zone expansée plus étendue ce qui rend donc l’épaisseur de peau plus mince (Figure III-8). En effet, le temps de contact du front de matière avec les parois du moule est plus court à des vitesses d’injection élevées.
Figure III-8 : Image et schéma de l’évolution de la structure cellulaire en fonction du débit d’injection.
La Figure III-9a décrit l’effet de la température du moule sur les propriétés mécaniques de la pièce. Jusqu’à 50°C, l’augmentation de la température du moule n’entraîne pas de différence majeure sur la rigidité en flexion. Au-delà de cette température, une diminution brusque est observée. L’épaisseur de peau joue également son rôle, en dessous de 50°C l’épaisseur des peaux varie peu (Figure III-9b). Au-delà de cette température, l’épaisseur des peaux chute de 15% faisant chuter les propriétés de la pièce.
Figure III-9 : (a) Effet de la température du moule sur le module de flexion. (b) Evolution de l’épaisseur de la peau en fonction de la température du moule.
La Figure III-10 montre l’effet de la température du moule sur la morphologie cellulaire. A 20°C la zone frontière entre diffusion et refroidissement est bien marquée comme l’illustre les
observations microscopiques, il apparaît une zone de microcellules particulièrement fines. L’augmentation de la température influence ensuite la taille de ces microcellules et non la position de la zone. En revanche, à 60°C, la température du moule est proche de la température de cristallisation du PBS, la viscosité n’est pas assez élevée pour empêcher la diffusion et la coalescence de cellules, provoquant l’effondrement de la structure cellulaire et les propriétés mécaniques.
Figure III-10 : Image et schéma de l’évolution de la structure cellulaire en fonction de la température du moule.
III.1.4.
Modèles morphologiques
Afin de comprendre l’influence de la structure cellulaire sur le comportement mécanique en flexion trois points, une simulation numérique est réalisée à l’aide du code d’éléments finis Abaqus. Trois modèles morphologiques (axisymétrique en 2D) correspondant aux structures cellulaires les plus probables en injection moussage sont modélisées (Figure III-11). Le modèle A
est caractérisé par de grandes tailles de cellules et le modèle B par des petites, tandis que le modèle C représente un mix des deux, avec des petites tailles de cellules proche des parois et des grandes tailles au cœur de la pièce. Pour simplifier l’étude, les cellules sont considérées comme des sphères de diamètres fixes uniformément répartie et les épaisseurs de peaux sont considérées constantes.
Figure III-11 : Modèles morphologiques des structures cellulaires probables en injection moussage.
Les résultats du calcul sont présentés sur la Figure III-12. Les modèles proposés ne tiennent pas compte du taux de porosité ou de la densité de la pièce, qui sont les éléments majeurs pour une comparaison des propriétés mécaniques. Cependant, ces modèles rendent compte des répartitions des contraintes de flexion qui sont relativement bien décrites en fonction des modèles.
Le cœur moussé de la pièce semble avoir peu d’influence en flexion trois points. Ce sont les peaux non moussées qui supportent les efforts de traction (couches inférieures) ou de compression (couches extérieures). La structure cellulaire intervient essentiellement à l’interface cœur/peau où les alvéoles encaissent les efforts de cisaillement. La présence de grandes cellules sur cette
(modèle A). Dans le modèle B, les petites cellules sous la peau se comportent comme le matériau non moussé car la distance entre les cellules représentée dans ce modèle est relativement importante.
Figure III-12 : Répartition des contraintes de flexion pour les trois modèles morphologiques.
Estimer les propriétés mécaniques d’une pièce alvéolaire à partir de sa morphologie est très difficile car la structure cellulaire est rarement uniforme. Par conséquent, la déformation des cellules est influencée non seulement par la répartition des tailles mais aussi par la distance entre les cellules.
En règle générale pour augmenter les propriétés en flexion d’une pièce alvéolaire il est nécessaire :
- D’augmenter la densité de la pièce.
- D’augmenter l’épaisseur de la peau solide (il est possible d’augmenter l’épaisseur inférieure pour éviter la rupture en traction et de diminuer l’épaisseur supérieure pour réduire la compression).
- D’obtenir une structure cellulaire uniforme.
III.1.5.
Conclusion sur l’étude du procédé appliquée à une
géométrie de pièce simple
Cette étude a permis de mettre en évidence l’influence des grandeurs d’entrée du procédé (teneur en gaz, température du moule et débit d’injection) sur la structure cellulaire et les propriétés mécaniques en moulage par injection microcellulaire. Pour résumer :
- L’augmentation de la teneur en gaz impacte directement le nombre de nucleis formé et donc la morphologie et la densité finale de la pièce.
- La température du moule influe sur la taille des cellules. Les basses températures de moule produisent une fine structure cellulaire tandis que les hautes températures produisent des structures macrocellulaires (par coalescence).
- Le débit d’injection influe sur la taille des cellules et l’épaisseur de la peau. L’augmentation du débit provoque la diminution de la taille des cellules et une meilleure uniformité. Toutefois, elle provoque également la diminution de l’épaisseur de la peau et donc la perte des propriétés mécaniques en flexion.
Grâce à cette étude, nous avons pu constater que la corrélation entre la structure cellulaire et les propriétés mécaniques est parfois difficile à établir. En effet, l’amélioration d’une propriété morphologique peut conduire à la détérioration d’une autre. Limiter l’épaisseur de la peau permet de gagner en allègement mais une perte de propriétés peut être attendue. Il n’existe pas un modèle morphologique idéal, la structure doit être adaptée au type d’application visée.
III.2. TRANSPOSITION DES RESULTATS A UNE GEOMETRIE DE PIECE
SEMI-INDUSTRIELLE
Les pièces industrielles sont loin d’un modèle à géométrie simple (éprouvette), les écoulements sont complexes, les champs de pressions et de températures sont tributaires de la géométrie de la pièce. La suite de l’étude va porter sur l’utilisation d’une pièce plus complexe, intégrant des singularités géométriques représentatives d’une pièce industrielle réelle, tels que : des changements d’épaisseurs, des nervures, des trous ou des bossages (Figure II-6). Ce sont autant d’obstacles à obtenir des pièces homogènes et à créer des macro-défauts.
A partie des résultats de l’étude préliminaires, un plan d’expérience est mis en place afin d’optimiser les paramètres d’injection moussage par voie physique dans ses différentes phases et de produire la pièce de référence à l’optimisation du matériau.
III.2.1.
Plan d’expériences Taguchi
La méthodologie de Taguchi est choisie pour l’élaboration du plan d’expérience. Cette méthode permet de définir une série d’expériences complètes pour améliorer et optimiser la qualité des produits et des processus de fabrication. Elle permet également d’isoler les paramètres d’influence et de les quantifier. Cela nécessite l’utilisation d’une matrice orthogonale qui sert de plan d’essais.
La première étape d’un plan Taguchi est l’identification des facteurs d’influence et leurs domaines