Optimisation de l'usinage de finition du bois d'épinette noire pour fins d'adhésion

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JULIE COOL

OPTIMISATION DE L’USINAGE DE FINITION DU

BOIS D’ÉPINETTE NOIRE POUR FINS D’ADHÉSION

Thèse présentée

à la Faculté des études supérieures de l’Université Laval dans le cadre du programme de doctorat en sciences du bois

pour l’obtention du grade de Philosophiae Doctor (Ph.D.)

DÉPARTEMENT DES SCIENCES DU BOIS ET DE LA FORÊT FACULTÉ DE FORESTERIE, DE GÉOGRAPHIE ET DE GÉOMATIQUE

UNIVERSITÉ LAVAL QUÉBEC

2011

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Résumé

La présente recherche a eu pour but principal d’évaluer l’effet de l’usinage de finition du bois d’épinette noire en fonction de la qualité de surface et la performance d’une colle d’acétate de polyvinyle et d’un revêtement de finition aqueux, deux types de produits typiquemment utilisés dans la fabrication de produits d’apparence à usage intérieur. Dans un premier volet, on a évalué la qualité de surface et la résistance au cisaillement à la ligne de colle d’échantillons poncés, rabotés en coupe oblique et en coupe périphérique droite et fraisés. Les quatre procédés ont généré des surfaces ayant des rugosités et des résistances au cisaillement semblables avant et après un vieillissement accéléré. Il en ressortit que le bois d’épinette noire est relativement facile à coller. Seule la pénétration de la colle d’acétate de polyvinyle et la fibrillation des surfaces ont été quand même affectées par les types d’usinage. Dans un second volet, on a optimisé certains paramètres de cinq procédés d’usinage, soit le ponçage, la coupe oblique, le fraisage et les coupes périphériques droite et hélicoïdale en fonction de la qualité de surface et de l’adhésion d’un vernis en phase aqueuse. L’étude des quatre procédés de rabotage avait également pour objectif d’évaluer leur potentiel quant au remplacement du ponçage. Le ponçage fait suivant un programme P100-150-grain, à une vitesse d’avance de 17 m/min a permis d’obtenir une faible rugosité ainsi qu’une mouillabilité et une adhésion élevées suite au traitement de vieillissement accéléré. Le fraisage a induit une rugosité et une mouillabilité supérieures à celles des autres procédés d’usinage. Cependant, la pénétration plus importante du vernis et le plus grand niveau de fibrillation ont réduit l’épaisseur de la couche de vernis sur la surfaces. L’effet protecteur du vernis a donc été réduit durant le vieillissement accéléré, ce qui a diminué son adhésion. De leur côté, la coupe oblique avec un angle oblique de 35°, la coupe hélicoïdale avec une onde d’usinage de 1,43 mm et la coupe périphérique droite avec un angle d’attaque de 10 ou 20° ont généré des surfaces ayant une rugosité et une mouillabilité intermédiaires, mais une adhésion du vernis similaire à celle des échantillons poncés. Ces trois procédés ont donc montré être de bonnes alternatives pour faire face aux aspects nuisibles de l’utilisation du ponçage.

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Abstract

The main objective of this research project was to evaluate the effect of surfacing processes in black spruce wood in relation to surface quality and performance of poly (vynil acetate) glue and water-based coating. First, oblique cutting, peripheral planing, face milling and sanding were used prior to gluing with two-component poly (vinyl acetate) glue. The four machining processes produced surfaces having similar surface roughness and glue line shear strength before and after an accelerated aging treatment. Thus, black spruce wood is relatively easy to glue. Only glue penetration, as well as the level of fibrillation, was affected by the machining processes. In the second part of the project, the objective was to optimize cutting parameters of sanding, oblique cutting, helical planing, peripheral planing and face milling for surface quality and coating performance. In addition, the four planing processes were evaluated in order to evaluate their potential to be used as alternatives to sanding. Sanding with a two-stage program (P100-150-grit) at a feed speed of 17 m/min generated low surface roughness and high wettability and pull-off strength after the accelerated aging treatment. On one hand, face milling induced superior surface roughness and wettability when compared with other studied surfacing processes. These samples were also characterized by the most important coating penetration and level of fibrillation. This contributed to reduce the coating layer protecting the samples during the aging treatment. As a consequence, face-milled samples had a significant lower pull-off strength compared with those prepared by the other four machining processes. On the other hand, oblique cutting with an oblique angle fo 35°, helical planing with a wavelength of 1.43 mm and peripheral planing with a 10 or 20° rake angle all produced surfaces with intermediate surface roughness and wetting properties, but coating performance statistically similar to that of sanded samples. As a result, these three planing processes are to be considered as alternatives to the sanding process.

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Avant-Propos

Ce document est présenté sous la forme d’une thèse avec chapitres sous forme de publication. Celle-ci a été conçue selon les critères de présentation adoptés par le comité de programme de 2e et 3e cycle en sciences du bois de l’Université Laval. Les articles suivants, rédigés en langue anglaise, sont inclus dans cet ouvrage.

Chapitre 3: Cool J, Hernández RE (2011a) Evaluation of four surfacing methods on black spruce wood in relation to poly (vinyl acetate) gluing performance. Wood and Fiber Science (sous presse).

Chapitre 4: Cool J, Hernández RE (2011b) Optimizing the sanding process for black spruce wood. Forest Products Journal (soumis).

Chapitre 5: Cool J, Hernández RE (2011c) Performance of three alternative surfacing processes on black spruce wood surfaces in relation to water-based coating adhesion. Wood and Fiber Science (soumis).

Chapitre 6: Cool J, Hernández RE (2011d). Characteristics of peripheral-planed black spruce wood surfaces in relation to water-borne coating performance.

Le contenu du sixième chapitre sera soumis sous peu pour fin de publication dans la revue scientifique Wood and Fiber Science. De plus, il est à noter que les résultats exposés dans ces chapitres ont été présentés lors du congrès suivants :

Matériaux 2010, tenu à Nantes, France du 18 au 22 octobre 2010. Effet de quatre procédés d’usinage sur le comportement au collage du bois d’épinette noire. (Chapitre 3)

Matériaux 2010, tenu à Nantes, France du 18 au 22 octobre 2010. Effet de l’usinage sur la qualité de surface du bois d’épinette noire. (Chapitres 4 à 6)

Des informations supplémentaires sur les résultats des chapitres 4 à 6 sont disponibles dans les annexes 1 à 5.

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En tant que candidate au doctorat et première auteure de ces articles, j’ai effectué la planification du travail, la préparation des échantillons, les essais de laboratoire, l’analyse statistique des données ainsi que la rédaction des différentes publications. Le professeur Roger E. Hernández, superviseur de ce projet de doctorat et co-auteur des articles, m’a conseillé judicieusement durant tout mon cheminement et a corrigé les articles scientifiques.

Remerciements spéciaux à Henkel et M. Daniel Asselin, à Société Laurentide et M. Renaud Gilbert ainsi qu’à Domtar pour le support technique et matériel apporté durant les tests. Merci aussi à toutes les personnes qui ont participé de près ou de loin à ce projet soit Sylvain Auger, Guylaine Bélanger, Colette Bourcier, Daniel Bourgault, Daniel Breton, Gaétan Daigle, Luc Germain, Bernard Riedl, Éric Rousseau, Benoît Harbour et Dany Bourque. Ce projet de recherche a été financé par Développement Économique Canada pour les régions du Québec (DEC) ainsi que par le réseau stratégique CRSNG – Forêt Valeur sur l’aménagement forestier pour les produits à valeur ajoutée.

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Table des matières

Résumé ... i

Abstract ... ii

Avant-Propos ... iii

Table des matières ... v

Liste des tableaux ... xi

Liste des figures ... xiii

Introduction ... 1 Chapitre 1 ... 3 Revue de littérature ... 3 1.1 Le rabotage ... 3 1.1.1 Le rabotage orthogonal ... 3 1.1.1.1 La coupe 90°-0° ... 5 1.1.1.2 La coupe 0°-90° ... 7 1.1.1.3 La coupe 90°-90° ... 8 1.1.2 La coupe oblique ... 9 1.1.3 Le rabotage périphérique ... 11

1.1.3.1 La coupe périphérique droite ... 11

1.1.3.2 La coupe hélicoïdale ... 13 1.1.3.3 Le fraisage ... 15 1.2 Le ponçage ... 17 1.2.1 Les abrasifs ... 17 1.2.2 Le procédé de ponçage ... 18 1.3 Mécanique de rupture ... 19 1.3.1 Coupe 90°-0° ... 20 1.3.2 Coupe 0°-90° ... 20

1.4 Qualité de surface du bois ... 21

1.4.1 Défauts de surface ... 22

1.4.1.1 Fil arraché ... 22

1.4.1.2 Fil laineux ou pelucheux ... 22

1.4.1.3 Fil soulevé ... 23 1.4.1.4 Écrasement cellulaire ... 23 1.4.2 Rugosité ... 25 1.4.2.1 Appareils de mesure ... 26 1.4.2.2 Filtres ... 27 1.4.2.3 Longueur de base ... 28 1.4.2.4 Paramètres d’évaluation ... 29

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1.4.2.5 Effet des caractéristiques anatomiques ... 31

1.4.2.6 Effet du procédé d’usinage ... 32

1.4.3 Microscopie ... 32 1.4.3.1 Effet de l’usinage ... 33 1.4.4 Mouillabilité ... 35 1.4.4.1 Méthode d’évaluation ... 35 1.4.4.2 Liquides d’essais ... 38 1.4.4.3 Effet du bois ... 39

1.4.4.4 Effet de la rugosité et du procédé d’usinage ... 40

1.4.5 Énergie de surface ... 40

1.4.5.1 Méthodes de mesure ... 41

1.4.5.2 Effet du bois ... 42

1.4.5.3 Effet du procédé d’usinage ... 42

1.5 Inactivation ... 43

1.5.1 Méthodes d’évaluation ... 46

1.6 Adhésion mécanique ... 47

1.6.1 Effet de la rugosité de surface ... 47

1.6.2 Effet de la pénétration des adhésifs ... 49

1.6.3 Essais mécaniques ... 50

1.6.3.1 Les colles ... 50

1.6.3.2 Les produits de finition ... 52

1.6.3.2.1 Essais d’arrachement ... 52

1.6.3.2.2 Essais de pelage ... 53

1.7 Vieillissement ... 54

1.7.1 Les colles ... 55

1.7.2 Les produits de finition ... 55

1.7.3 Effet de la rugosité et de l’usinage ... 56

1.8 Les colles ... 57

1.8.1 Pénétration de la colle ... 58

1.8.2 Effets des extraits du bois ... 59

1.9 Revêtements de finition ... 60

1.9.1 Pénétration des revêtements ... 60

1.9.2 Effet des extraits du bois ... 62

1.9.3 Effet du vieillissement ... 63

1.10 L’épinette noire ... 63

1.10.1 Les travaux antérieurs sur l’usinage ... 64

Chapitre 2 ... 65

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2.1 Première partie – Le collage ... 65 2.1.1 Matériel ... 65 2.1.2 Traitements d’usinage ... 66 2.1.3 Rugosité ... 67 2.1.4 Microscopie ... 67 2.1.5 Collage ... 68 2.1.6 Vieillissement ... 68 2.1.7 Essais mécaniques ... 69 2.1.8 Analyse statistique ... 69

2.2 Deuxième partie – Le vernissage ... 70

2.2.1 Matériel ... 70

2.2.2 Procédés d’usinage ... 70

2.2.3 Rugosité ... 72

2.2.4 Microscopie ... 73

2.2.5 Mouillabilité et énergie de surface ... 73

2.2.6 Vernissage ... 73

2.2.7 Vieillissement ... 74

2.2.8 Essais mécaniques ... 74

2.2.9 Analyses statistiques ... 75

Chapitre 3 ... 76

Evaluation of four surfacing methods on black spruce wood in relation to poly (vinyl acetate) gluing performance ... 76

3.1 Résumé ... 76

3.2 Abstract ... 77

3.3 Introduction and background ... 77

3.4 Materials and methods ... 79

3.4.1 Testing materials ... 79

3.4.2 Machining treatments ... 80

3.4.3 Microscopic evaluation ... 81

3.4.4 Surface topography measurements ... 81

3.4.5 Gluing procedure ... 82

3.4.6 Accelerated aging ... 82

3.4.7 Glueline mechanical tests ... 82

3.4.8 Statistical analyses ... 83

3.5 Results and discussion ... 83

3.5.1 Microscopy ... 83

3.5.1.1 End-grain surfaces ... 83

3.5.1.2 Tangential surfaces ... 87

(9)

3.5.3 Adhesion tests ... 92

3.6 Conclusions and recommendations ... 95

Chapitre 4 ... 96

Optimizing the sanding process for black spruce wood ... 96

4.1 Résumé ... 96

4.2 Abstract ... 96

4.3 Introduction ... 97

4.4.3 Microscopical evaluation ... 99

4.4.5 Wettability measurements ... 100

4.4.6 Coating application procedure ... 100

4.5.1 Microscopy ... 101

4.5.2 Surface topography ... 104

4.5.3 Wettability ... 110

4.6 Conclusions and recommendations ... 116

Chapitre 5 ... 118

Performance of three alternative surfacing processes on black spruce wood surfaces in relation to water-based coating adhesion ... 118

5.1 Résumé ... 118

5.2 Abstract ... 118

(10)

5.5 Results and discussion ... 124 5.5.1 Microscopy ... 124 5.5.1.1 End-grain surfaces ... 124 5.5.1.2 Tangential surfaces ... 126 5.5.2 Surface roughness ... 132 5.5.3 Wettability ... 135 5.5.4 Adhesion tests ... 137 5.6 Conclusions ... 139 Chapitre 6 ... 141

Characteristics of peripheral-planed black spruce wood surfaces in relation to water-borne coating performance ... 141

6.1 Résumé ... 141

6.2 Abstract ... 141

6.5.1 Microscopy ... 146 6.5.1.1 End-grain surfaces ... 146 6.5.1.2 Tangential surfaces ... 148 6.5.2 Surface roughness ... 155 6.5.3 Wettability tests ... 158 6.5.4 Adhesion tests ... 161 6.6 Conclusions ... 164 Conclusion générale ... 165 Bibliographie ... 171 Annexe 1 ... 191

Résultats complets des mesures de qualité de surface et des essais d’adhésion des échantillons d’épinette noire poncés ... 191

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Résultats des mesures de qualité de surface et des essais d’adhésion des échantillons

d’épinette noire rabotés en coupe oblique ... 212 Annexe 3 ... 221 Résultats des mesures de qualité de surface et des essais d’adhésion des échantillons

d’épinette noire fraisés ... 221 Annexe 4 ... 230 Résultats des mesures de qualité de surface et des essais d’adhésion des échantillons

d’épinette noire rabotés en coupe hélicoïdale ... 230 Annexe 5 ... 239 Résultats des mesures de qualité de surface et des essais d’adhésion des échantillons

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Liste des tableaux

Tableau 1.1: Paramètres de mesure de rugosité de surface. ... 30 Tableau 1.2: Énergie de surface d'un revêtement soluble à l'eau à l'état liquide et solide

(adapté de Gindl et al. 2004). ... 43 Tableau 2.1: Paramètres de coupe utilisés lors de la préparation des échantillons de bois

d'épinette noire destinés à être collés avec une colle d'acétate de polyvinyl. ... 67 Tableau 2.2 : Résumé des principaux paramètres de coupe appliqués aux échantillons de

bois d'épinette noire avant l'application d'un produit de finition. ... 72 Tableau 4.1: Glueline thickness of glued black spruce wood specimens prepared with four

machining processes and glued with PVA. ... 87 Tableau 3.2: 3D Surface roughness parameters (μm) of black spruce wood specimens

prepared with four machining processes. ... 91 Tableau 3.3: Glueline shear strength (S) and percent wood failure (WF) of black spruce

wood prepared with four machining processes and glued with PVA. ... 94 Tableau 5.1: 3D Surface roughness parameters (μm) of black spruce wood specimens

prepared by sanding at three different feed speeds and grit sizes measured before wetting with water. ... 109 Tableau 4.2: Wetting rateability and surface energy determined by the two-liquid harmonic method. ... 112 Tableau 4.3: Pull-off strength, before and after an accelerated aging treatment, and loss in

adhesion of a water-borne coating applied on black spruce wood specimens prepared by sanding at three different feed speeds and grit sizes. ... 115 Tableau 4.4: Results of the mean difference comparison tests performed on the data of

pull-off strength after an accelerated aging treatment of a water-borne coating applied on black spruce wood specimens prepared by sanding. ... 116 Table 5.1: 3D Surface roughness parameters (μm) of black spruce wood specimens

prepared by three different planing processes. ... 134 Table 5.2: Surface energy components (mJ/m²) determined by the harmonic mean method

for black spruce wood specimens prepared by three different planing processes. ... 137 Table 5.3: Pull-off strength (MPa) before and after an accelerated aging treatment for black spruce wood specimens prepared by three different planing processes. ... 139 Tableau 6.1: 3D Surface roughness parameters (μm) of black spruce wood specimens

prepared by peripheral planing at three different rake angles and feed speeds. ... 157 Tableau 6.2: Surface energy components (mJ/m²) determined by the harmonic mean

method for black spruce wood specimens prepared by peripheral planing with three rake angles and feed speeds. ... 160 Tableau 6.3: Results of the mean difference comparison tests performed on the data of the

polar component of surface energy (mJ/m-2) determined by the harmonic mean method for black spruce wood specimens prepared by peripheral planing at three rake angles and three feed speeds. ... 161

(13)

Tableau 6.4: Pull-off strength, before and after an accelerated aging treatment, of a water-borne interior coating applied on black spruce wood specimens prepared by planing at three rake angles and feed speeds. ... 162 Tableau 6.6: Loss in adhesion of a water-borne interior coating applied on black spruce

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Liste des figures

Figure 1.1: Géométrie de la coupe orthogonale et des composantes de la force de coupe résultante (adaptée de Woodson et Koch 1970). ... 4 Figure 1.2: Principaux types de coupe orthogonale (adaptée de Hoadley 2000). ... 6 Figure 1.3: Copeau de type I, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 25° et 1,14

mm de profondeur de coupe, d’après Woodson et Koch (1970). ... 6 Figure 1.4: Copeau de type II, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 15° et

1,14 mm de profondeur de coupe, selon Woodson et Koch (1970). ... 6 Figure 1.5: Copeau de type III, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 5° et

1,14 mm de profondeur de coupe, selon Woodson et Koch (1970). ... 7 Figure 1.6: Coupe du bois en utilisant une barre de pression et un couteau fixe, d’après

Stewart (1986). ... 8 Figure 1.7: Schéma montrant la position de l'arête tranchante du couteau en coupe

orthogonale et en coupe oblique. ... 10 Figure 1.8: Variation de l'angle d'attaque effectif du couteau en fonction de l'angle oblique

(i), selon de Moura et Hernández (2007). ... 10 Figure 1.9: Schéma montrant l’effet de la rectification des couteaux sur la géométrie de

coupe (adapté de Hoadley 2000). ... 12 Figure 1.10: Porte-outil hélicoïdal où ø est l'angle d'hélice et L est la distance axiale entre

les rangées adjacentes de couteaux, selon Stewart (1975b). ... 14 Figure 1.11: Géométries de la coupe périphérique hélicoïdale et celle à couteaux droits

(adapté de Stewart 1975b). ... 14 Figure 1.12: Géométrie du procédé de fraisage en opposition (position 1), conventionnel,

une combinaison du rabotage en opposition et en avalant (position 2) et en avalant (position 3). Les caractéristiques de l’arête tranchante sont illustrées dans la vue de côté. Plusieurs outils de coupe sont généralement fixés sur le porte-outil et la vitesse d’avance permet de contrôler l’onde d’usinage (adapté de Stewart 1983). ... 16 Figure 1.13: Schéma d’une vue de dessus illustrant le fraisage (adapté de Stewart 1985). . 17 Figure 1.14: Modes de propagation de fissures, selon Ashby et al. (1985). ... 21 Figure 1.15: Divers niveaux de fil arraché à la surface de bois d’érable à sucre (A) et de fil

pelucheux à la surface de bois de sapin Engelmann (B) (ASTM D1666 2004). ... 24 Figure 1.16: Deux niveaux du défaut de fil soulevé suite au rabotage (Hoadley 2000). ... 24 Figure 1.17: Images MEB d'une ligne de colle dans du bois de hêtre pour différents

procédés d'usinage, sciage (A), ponçage (B) et rabotage (C) (selon Backman Sandlund 2004). ... 25 Figure 1.18: Images tirées des pics d'absorption caractéristiques des constituants chimiques

de la lignine (vert), la cellulose (rouge), la colle isocyanate (bleu) et la résine d’imprégnation (jaune) sur chaque pixel de l’image prise au microscope à rayons-X (Buckley et al. 2002). ... 33

(15)

Figure 1.19: Images de MEB de bois de hêtre scié (A, B), poncé (C) et raboté (D) (selon Backman Sandlund 2004). ... 34 Figure 1.20: Goutte d'un liquide en équilibre sur une surface (adaptée de Rozumek et Elbez 1985). ... 36 Figure 1.21: Effet de la taille de l'abrasif sur la rugosité et l'énergie de surface totale, selon

Sinn et al. (2004). ... 43 Figure 1.22: Schéma de la propagation d'une fissure arrêtée par les microfissures du bois

(encadré rouge) et des contraintes en jeu (Ebewele et al. 1980). ... 49 Figure 1.23: Remplissage des lumens par le revêtement ainsi que sa pénétration dans les

fissures des parois cellulaires (flèches), d’après Singh et al. (2007). ... 51 Figure 1.24: Schéma montrant l'échantillon utilisé lors des essais de cisaillement selon la

norme ASTM D905 (2003) (adapté de ASTM D905 (2003) et Cognard (2005)). ... 51 Figure 1.25: Schéma montrant l’essai d’arrachement du verni avec l’appareil PosiTest. .... 52 Figure 1.26: Échantillon soumis au test du ruban, selon de Meijer et Militz (2000a). ... 54 Figure 1.27: Résistance au cisaillement (kg/cm²) d'échantillons de bois de apitong

(Dipterocarpus ssp.) extraits à l’éthanol-benzène et collés avec une colle isocyanate (A), résorcine formaldéhyde (B) et acétate de polyvinyle (C), d’après Moredo et Sakuno (1991). ... 60 Figure 3.1: Transverse ESEM micrographs of black spruce wood surfaces that were

oblique-cut (A), planed conventionally (B), face-milled (C) and sanded (D & E). Arrows show micro-ruptures induced in face-milled and sanded samples. — Scale bars = 100 μm. ... 85 Figure 3.2: Transverse ESEM micrographs of glued black spruce wood surfaces that were

oblique-cut (A), planed conventionally (B), face-milled (C) and sanded (D). Arrows show micro-ruptures induced in latewood of sanded samples which are unfilled by the adhesive. ... 86 Figure 3.3: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood surfaces that were

oblique-cut (A), planed conventionally (B), face-milled (C) and sanded (D). ... 88 Figure 4.1: Transverse ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded with P100-grit abrasive sandpaper at 10.5 m/min (A) and 17 m/min (B). Arrows show micro-ruptures induced in latewood of sanded samples. — Scale bars = 100 μm. .... 103 Figure 4.2: Transverse ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded with a two-stage sanding program (P100 – P150-grit) at 4 m/min (A) and 10.5 m/min (B). Arrows show micro-ruptures induced in latewood of sanded samples. — Scale bars = 100 μm. ... 103 Figure 4.3: Transverse ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded

with a three-stage sanding program (P100 – P120 – P180-grit) at 17 m/min (A) and 10.5 m/min (B). Arrows show micro-ruptures induced in latewood of sanded samples. — Scale bars = 1 µm. ... 104 Figure 4.4: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded

with a single-stage sanding program (P100-grit) at 4 m/min (A), 10.5 m/min (B) and 17 m/min (C). ... 106

(16)

Figure 4.5: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded with a two-stage sanding program (P100 – P150-grit) at 4 m/min (A), 10.5 m/min (B) and 17 m/min (C). ... 107 Figure 4.6: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were sanded

with a three-stage sanding program (P100 – P120 – P180-grit) at 4 m/min (A), 10.5 m/min (B) and 17 m/min (C). ... 108 Figure 4.7: Progression of the contact angle of pure water on black spruce wood samples

sanded with three different grit sizes and three feed speeds. For every sanding

condition, mean value of the wetting rate (°/sec) is in brackets. ... 111 Figure 5.1: Transverse ESEM micrographs of black spruce wood surfaces machined by

oblique cutting at an oblique angle of 10° (A), 35° (B) and 60° (C and D). Arrows show micro-ruptures induced in latewood surfaced with an oblique angle of 60°. — Scale bars = 50 μm. ... 127 Figure 5.2: Transverse ESEM micrographs of black spruce earlywood machined by face

milling at a feed per tooth of 0.53 mm (A), 0.34 mm (B) and 0.26 mm (C). Arrows show micro-ruptures induced in face-milled earlywood. — Scale bars = 50 μm... 128 Figure 5.3: Transverse ESEM micrographs of black spruce latewood machined by face

milling at a feed per tooth of 0.53 mm (A), 0.34 mm (B) and 0.26 mm (C). Arrows show micro-ruptures induced in face-milled latewood. — Scale bars = 50 μm. ... 129 Figure 5.4: Transverse ESEM micrographs of early- (A) and latewood (B) black spruce

machined by the helical planing process. — Scale bars = 50 μm... 130 Figure 5.5: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood surfaces machined by

oblique cutting at an oblique angle of 10° (A and B), 35° (C and D) and 60° (E and F). ... 131 Figure 5.6: Tangential ESEM micrographs showing two levels of fibrillation on black

spruce wood samples machined by the face milling process. ... 132 Figure 5.7: Tangential ESEM micrographs showing two levels of open lumens on black

spruce wood samples machined by the helical planing process. ... 132 Figure 5.8: Progression of the contact angle for the three studied planing processes. For

every cutting parameter, mean value of the wetting rate is in brackets. ... 136 Figure 6.1: Transverse ESEM micrographs of earlywood (A and B) and latewood (C and

D) black spruce samples wood planed with a rake angle of 10°. Arrows show

deformed cells in B and C as well as micro-ruptures in C. — Scale bars = 50 μm. ... 149 Figure 6.2: Transverse ESEM micrographs of earlywood (A) and latewood (B) black

spruce wood samples planed with a rake angle of 15º. Arrows show cell deformation in latewood. — Scale bars = 50 μm. ... 150 Figure 6.3: Transverse ESEM micrographs of black spruce earlywood planed with a rake

angle of 20° at a wavelength of 0.8 mm (A), 1.0 mm (B) and 1.3 mm (C) as well as latewood planed at a wavelength of 1.0 mm (D). — Scale bars = 50 μm for A, B and D and 100 μm for C. ... 151 Figure 6.4: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were planed

(17)

Figure 6.5: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were planed at a wavelength of 1.0 mm with a rake angle of 10° (A), 15° (B), and 20° (C). ... 153 Figure 6.6: Tangential ESEM micrographs of black spruce wood samples that were planed

at a wavelength of 1.3 mm with a rake angle of 10° (A), 15° (B), and 20° (C). ... 154 Figure 6.7: Contact angle evolution of a drop of pure water on black spruce wood samples

planed with three rake angles and feed speeds. For every planing condition, mean value of the wetting rate is in brackets. ... 159

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Introduction

Au Canada, le comportement du bois d’épinette noire est plus ou moins connu selon le domaine d’application. Pourtant, il s’agit d’une essence résineuse très répandue dans la forêt boréale donc, présente sur presque l’ensemble du territoire canadien. Son bois est très utilisé dans le secteur de la construction au Québec et en Amérique du Nord, notamment pour la production de bois d’œuvre, et ses longues trachéides sont appréciées dans le domaine des pâtes et papier. Cependant, cette essence est peu employée dans les produits à valeur ajoutée, telles que les applications d’apparence.

Toujours dans le domaine de la construction, le bois d’épinette noire est présent dans la fabrication de produit structuraux lamellés-collés. Ces produits font souvent partie intégrante de l’architecture d’un édifice et se doivent d’offrir une finition d’une certaine qualité. De plus, selon des rapports publiés par le Ministère des ressources naturelles et de la faune, les essences résineuses commerciales de l’Est canadien comme l’épinette, le sapin et le mélèze possèdent un potentiel d’utilisation pour la fabrication de lambris décoratifs intérieurs et de meubles de jardin. Au moment de la publication de ces rapports, les ventes canadiennes au détail des lambris décoratifs intérieurs et des meubles de jardins totalisaient respectivement environ 19,3 et 618,8 millions de dollars. La création de ce type de produit de seconde transformation nécessite plusieurs étapes d’usinage avant l’application d’une colle ou d’un produit de finition.

Du point de vue de l’usinage, le défi de l’épinette noire est de minimiser l’effet de la déviation importante du fil aux environs des nombreux nœuds sur la production de défauts. Ainsi, la présence du fil arraché risque de disqualifier les surfaces rabotées d’épinette noire. La différence entre la densité du bois initial et final peut aussi induire le défaut de fil soulevé lors de l’usinage. L’objectif général de ce projet de recherche était donc d’évaluer le comportement à l’usinage de finition de cette essence résineuse afin d’élargir sont spectre d’application et augmenter sa valeur ajoutée sur le marché.

En seconde transformation, le procédé de ponçage est habituellement utilisé pour préparer les surfaces aux opérations subséquentes de collage et de finition. Les surfaces ainsi obtenues sont uniformes et les marques de caractères ou les caractéristiques anatomiques

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propres à une essence sont très peu visibles. Toutefois, ce procédé d’usinage est une étape coûteuse qui présente des risques considérables pour la santé lorsque l’exposition aux fines particules produites est importante. La poussière de plusieurs essences de bois est cancérigène et peut également causer des allergies ou des maladies respiratoires. Ainsi, des recherches sont faites afin d’étudier des procédés alternatifs permettant de préparer la surface du bois de manière plus efficace et à moindre coût. À ce sujet, l’étude de différents procédés de rabotage tel que la coupe périphérique hélicoïdale et celle oblique ont un certain potentiel. Il en serait de même pour le fraisage lequel est malheureusement peu utilisée.

En conséquence, le second objectif de ce projet était de comparer le comportement d’adhésifs aqueux en fonction de différents procédés d’usinage sur le bois d’épinette noire. Dans un premier temps, la performance d’une colle d’acétate de polyvinyle, couramment utilisée dans la fabrication de meubles d’usage intérieur, a été évaluée pour des échantillons préparés selon quatre procédés d’usinage. Par la suite, le comportement d’un produit de finition aqueux sur des échantillons d’épinette noire a également été étudié. Plus spécifiquement, l’optimisation du procédé de ponçage et l’étude de différents paramètres de coupe de quatre procédés de rabotage alternatifs a été faite. Pour ce faire, différents paramètres d’évaluation de la qualité de surface ont été utilisés afin de prédire l’adhésion et la durabilité de la colle et du produit de finition appliqués.

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Chapitre 1

Revue de littérature

1.1 Le rabotage

La coupe du bois est définie comme l’action de l’arête tranchante d’un outil sur une pièce de bois. Cela entraîne la formation de copeaux de dimensions variables pouvant être utilisés pour la fabrication de placages, panneaux de particules ou papier. L’orientation et la direction de l’effort de coupe sont contrôlées par le design de l’outil et les différents paramètres de coupe. L’ensemble de ces facteurs déterminent la façon dont les contraintes se développent dans l’outil et le bois, de même que le mode de rupture qui y prend place. Plus spécifiquement, le rabotage est, après le sciage, l’un des plus importants procédés d’usinage du bois (Cantin 1967; Williams et Morris 1998). Deux principaux types de rabotage existent, soit le rabotage orthogonal soit périphérique. Le rabotage orthogonal se produit par le mouvement perpendiculaire de l’arête tranchante d’un outil par rapport à la direction du mouvement de la pièce de bois usinée. La surface résultante est un plan parallèle à la surface d’origine. Le rabotage périphérique, quant à lui, se produit à l’aide des couteaux disposés sur la périphérie d’un outil rotatif. Chaque couteau agit sur la surface de façon intermittente, délogeant un copeau en forme de faucille. La surface est donc caractérisée par des traces de couteaux. La plupart des modes de coupe du bois peuvent s’identifier à l’un ou l’autre de ces deux types principaux.

1.1.1 Le rabotage orthogonal

La géométrie de la coupe orthogonale montre trois angles de coupe (Figure 1.1). Premièrement, l’angle d’attaque (α) affecte la pénétration de l'arête tranchante dans le bois et intervient lors du dégagement du copeau. Il affecte ainsi de manière directe les efforts impliqués durant la coupe. Deuxièmement, l'angle de dépouille (γ) sert à éviter le talonnement de l’outil dans le bois. S'il est trop faible, la face de dépouille frotte sur le bois,

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provoquant l'échauffement et l'usure de l'outil. Par contre, s'il est trop grand l'arête tranchante devient plus fragile. Enfin, l'angle du couteau (β) est le complémentaire des deux précédents et conditionne la résistance de l'outil à l'usure. Plus l’angle β est élevé, plus l’outil sera résistant à l’usure. Il est à noter que les angles les plus adéquats sont choisis en fonction du type d'usinage, du matériau usiné et de la composition de l'outil (Jodin 1994). Par ailleurs, la force résultante qui agit sur le bois peut être décomposée en une force parallèle (FP) et une force normale (FN) (Figure 1.1). Bien entendu, la grandeur et la direction des composantes parallèle et normale vont dépendre de divers facteurs propres à l'outil de coupe, aux conditions de travail ainsi qu'au matériau travaillé (Koch 1985). Étant donné l’importance des forces de coupe sur la formation du copeau et sur la qualité de la surface, elles ont été étudiées par plusieurs chercheurs. Ainsi, ces forces augmentent avec l’usure des outils de coupe (Huang 1994a; Hernández et Rojas 2002; Hernández et de Moura 2002). À l’inverse, on diminue leur magnitude en augmentant l’angle d’attaque des outils (Woodson et Koch 1970; Stewart 1977, 1988; Komatsu 1993; Huang 1994b; Jin et Cai 1996).

Figure 1.1: Géométrie de la coupe orthogonale et des composantes de la force de coupe résultante (adaptée de Woodson et Koch 1970).

R = force résultante FN = force normale FP = force parallèle e = épaisseur de coupe α = angle d’attaque β = angle du couteau γ = angle de dépouille copeau outil R FN FP e α β γ

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McKenzie (1960) a proposé une notation comportant deux chiffres pour décrire la coupe orthogonale. Le premier correspond à l’angle entre l’arête tranchante de l’outil et le fil du bois. Le second est l’angle entre la direction de la coupe et le fil du bois. Il y a donc trois principaux types de coupe orthogonale : 90°-0°, 90°-90° et 0°-90° (Figure 1.2).

1.1.1.1 La coupe 90°-0°

La coupe orthogonale en direction 90°-0° se présente dans des procédés tels que le tranchage longitudinal et le rabotage manuel. Ce type de coupe est associé à tout travail effectué suivant la direction du fil du bois. Elle engendre trois principaux types de copeaux, appelés type I, type II et type III par Franz (1958).

Le copeau de type I est caractérisé par la propagation de la fissure à l’avant de l’outil de coupe. Le copeau est donc maintenu comme une poutre encastrée en porte-à-faux jusqu’à ce que la contrainte de flexion excède la contrainte de rupture du bois (figure 1.3). L’emploi d’un angle d’attaque élevé, supérieur à environ 25°, de même qu’une épaisseur de copeau assez grande favorisent la formation des copeaux de type I.

Le copeau de type II est formé lorsque la rupture du bois se produit le long d’une ligne qui s’étend à partir de l’arête tranchante de l’outil et provoque des contraintes de cisaillement diagonales (Figure 1.4). Le copeau est ainsi formé en continu, ce qui limite l’apparition de défauts sur la surface. Les conditions qui favorisent la formation du copeau de type II sont l’emploi d’un angle d’attaque situé entre 10° et 25° et une faible épaisseur de coupe. Stewart (1977) a déterminé que l’angle d’attaque optimal correspond à celui qui minimise la composante normale de la force de coupe.

Enfin, le copeau de type III est formé lorsque les forces induites par l’outil produisent des ruptures par compression et cisaillement longitudinal devant son arête tranchante. Le copeau est sans forme précise et il se brise en petits morceaux (Figure 1.5). Les conditions qui favorisent la formation de ce type de copeau sont l’utilisation d’angles d’attaque faibles ou négatifs ainsi que l’emploi d’outils de coupe émoussés.

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Figure 1.2: Principaux types de coupe orthogonale (adaptée de Hoadley 2000).

Figure 1.3: Copeau de type I, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 25° et 1,14 mm de profondeur de coupe, d’après Woodson et Koch (1970).

Figure 1.4: Copeau de type II, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 15° et 1,14 mm de profondeur de coupe, selon Woodson et Koch (1970).

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Figure 1.5: Copeau de type III, obtenu en direction 90°-0°, à un angle d'attaque de 5° et 1,14 mm de profondeur de coupe, selon Woodson et Koch (1970).

1.1.1.2 La coupe 0°-90°

Ce type de coupe permet d’usiner le bois avec un effort moindre par rapport aux autres types de coupe. La résistance mécanique du bois est en effet plus faible en direction transversale que longitudinale, de telle manière que l’énergie de coupe sera moindre (Stewart 1975a; Stewart et Parks 1980).

Deux types de copeaux sont généralement observés pour la coupe 0°-90°, le type A et le type B (Stewart 1979). Le type A est similaire au copeau de type I de la coupe 90°-0° et il est caractérisé par la propagation de fissures à l’avant de l’outil de coupe. Le type B s’apparente au copeau de type III où il y a compression des fibres à l’avant de l’outil. Afin d’obtenir une surface de qualité, Stewart (1979) propose l’utilisation d’un angle d’attaque élevé combiné à une faible épaisseur de coupe. Néanmoins, des gerces peuvent être créées sur la surface en contact avec la face d’attaque du couteau, comme c’est parfois le cas lors du déroulage. Celles-ci sont provoquées par une contrainte de flexion trop élevée que subit le copeau lors de la coupe. Cette contrainte peut cependant être contrôlée par l’emploi d’une barre de pression (Figure 1.6). Cette barre sert à équilibrer les contraintes dans la zone de coupe, à réduire la propagation de fissures à l’avant du couteau et à contrôler le fendillement du bois (Stewart 1986). La barre de pression permet aussi d’éliminer les défauts de surface engendrés par l’usinage, tel le fil arraché (Stewart 1986, 1989b). De ce

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fait, cet outil est utilisé dans plusieurs procédés d’usinage afin d’obtenir des surfaces et des copeaux de bonne qualité.

1.1.1.3 La coupe 90°-90°

Dans ce mode de coupe, l’arête tranchante de l’outil, de même que la direction de coupe sont orientées perpendiculairement au fil du bois. Les copeaux sont alors formés par le cisaillement transversal et par la flexion des fibres produits par le passage de l’outil de coupe. Des trois modes de coupe, il est le plus énergivore. Les scies à ruban et circulaire refendeuses travaillent principalement en mode 90°-90°. Afin d’obtenir des surfaces de qualité, sans trop endommager les cellules longitudinales, il est nécessaire d’utiliser un angle d’attaque élevé, un angle du couteau faible et un affûtage de qualité (Axelsson 1994). Autrement, des fissures pourraient se propager suivant le fil du bois vers l’intérieur de la pièce (Hoadley 2000).

Figure 1.6: Coupe du bois en utilisant une barre de pression et un couteau fixe, d’après Stewart (1986).

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1.1.2 La coupe oblique

La coupe oblique se distingue de la coupe orthogonale par une inclinaison donnée à l’arête tranchante de l’outil de coupe (Figure 1.7). L’introduction d’un angle d’inclinaison (i) provoque des changements importants dans la géométrie de la coupe. Une augmentation de l’angle i entraîne ainsi un accroissement de l’angle d’attaque effectif (αE) (Figure 1.8), mais une réduction des angles effectifs de dépouille (γE) et de l’outil (βE) (Ozaki et Kimura 1989; Jin et Cai 1996, 1997). Les angles effectifs sont définis par rapport à la direction de coupe et dépendent de l’inclinaison du couteau (Équation 1). Il en résulte que le pouvoir coupant de l’outil est amplifié par le fait que le rayon de courbure de l’arête tranchante diminue lorsque l’angle i augmente (Jin et Cai 1997).

sin cos sin

sin 1 2_i 2_i

E (1)

McKenzie et Franz (1964) ont étudié l’effet de la variation de l’angle i et de l’angle α sur la surface rabotée. Les auteurs ont noté que l’utilisation d’un angle i limitait la propagation de contraintes à l’avant de l’outil de coupe. Ainsi, la profondeur des défauts de surface diminue au fur et à mesure que les angles i et α augmentent (McKenzie et Franz 1964; Stewart 1969; Ozaki et Kimura 1989). Cependant, de Moura et Hernández (2007) ont observé que la rugosité de la surface augmente avec l’angle i, mais qu’elle diminue à mesure que l’angle α augmente.

Enfin, la force de coupe en jeu lors du rabotage en coupe oblique combiné avec une barre de pression a été mesurée par de Moura et Hernández (2007). Celle-ci augmente avec l’épaisseur de coupe et la diminution des angles i et α.

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Figure 1.7: Schéma montrant la position de l'arête tranchante du couteau en coupe orthogonale et en coupe oblique.

Figure 1.8: Variation de l'angle d'attaque effectif du couteau en fonction de l'angle oblique (i), selon de Moura et Hernández (2007).

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1.1.3 Le rabotage périphérique

Comme il l’a été mentionné plus tôt, la coupe périphérique nécessite un porte-outil d’un certain diamètre où des outils de coupe sont posés dans sa périphérie. Le bois est enlevé d’une pièce de bois sous forme de copeaux individuels au moyen de l’action intermittente des outils. La surface ainsi produite est caractérisée par des marques de couteaux pouvant être visibles à l’œil nu selon que la vitesse d’avance soit élevée ou faible (Koch 1955; Jackson et al. 2002).

Le rabotage périphérique peut prendre différentes formes. Il peut par exemple avoir lieu avec des outils de coupe droits où l’arête tranchante est perpendiculaire à la vitesse d’avance. Le rabotage peut également s’effectuer avec des outils de coupe hélicoïdaux caractérisés par un angle d’hélice (ø).

1.1.3.1 La coupe périphérique droite

En rabotage conventionnel, l’alimentation 0°-90° produit une qualité de surface supérieure à celle obtenue par une alimentation 90°-0° (Stewart 1970, 1975a; Stewart et Parks 1980). Tel que mentionné pour la coupe orthogonale, les contraintes de rupture requises dans la zone de coupe sont plus faibles en direction 0°-90° car le bois est moins résistant en direction transversale (Stewart 1970; Stewart et Parks 1980). Les traces de couteaux sont également moins visibles et les défauts de surface ne se propagent pas à l’avant de l’outil de coupe. De plus, la qualité de la surface produite en direction 0°-90° augmente avec l’angle d’attaque et la masse volumique du bois, mais elle est plus sensible à l’usure des outils de coupe (Stewart 1975a).

Étant plus répandue dans l’industrie, les chercheurs se sont surtout penchés sur l’alimentation 90°-0°. Dans ce cas, la vitesse d’avance est l’un des paramètres les plus importants pour l’obtention d’une bonne qualité de surface. En effet, cette qualité augmente à mesure que la longueur d’onde d’usinage diminue (Koch 1972). Ceci peut être fait en diminuant la vitesse d’avance, en augmentant la vitesse de rotation du porte-outil et/ou le nombre de couteaux rectifiés sur ce dernier (Koch 1972). La diminution de la vitesse d’avance provoque une réduction de la composante normale de la force de coupe (Koch 1972; Carrano et al. 2004). En périphérique, une diminution de la vitesse d’avance signifie

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que chaque couteau enlève un volume plus faible de bois réduisant ainsi la hauteur et la longueur de l’onde d’usinage.

La profondeur de passe a également un effet sur la qualité de la coupe périphérique: elle s’améliore au fur et à mesure que la profondeur de coupe diminue (Davis 1942; Carrano et al. 2004). Cela semble être causé par l’augmentation de la force normale de coupe avec l’épaisseur de coupe (Palmquist 2003; Carrano et al. 2004). En d’autres mots, les forces de coupe sont réduites lorsque l’épaisseur de coupe diminue. Cela incite la formation de copeaux de type II et une surface de bonne qualité.

Hernández et Naderi (2001), Hernández et Rojas (2002) et Hernández et de Moura (2002) ont étudié l’effet de la rectification des couteaux sur la qualité du bois raboté. La rectification est une opération de meulage qui est réalisée sur les pointes des couteaux afin que tous aient le même cylindre de coupe et participent ainsi de manière uniforme au travail d’usinage. Un méplat est alors formé sur la face de dépouille des couteaux suite à ce meulage (Figure 1.9). Les auteurs ont observé que la qualité de surface varie en fonction de la largeur du méplat des couteaux. L’effet de la rectification est par contre dépendant des espèces de bois ainsi que du niveau d’usure des couteaux utilisés.

Figure 1.9: Schéma montrant l’effet de la rectification des couteaux sur la géométrie de coupe (adapté de Hoadley 2000).

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1.1.3.2 La coupe hélicoïdale

La différence entre la coupe périphérique avec des couteaux droits et celle avec des couteaux hélicoïdaux se situe au niveau de la position des outils de coupe sur le porte-outil. En coupe hélicoïdale, les couteaux forment un angle par rapport à l’axe de rotation du porte-outil, soit l’angle d’hélice (ø) (Stewart 1971b; Stewart et Lehmann 1974) (Figure 1.10). Les couteaux, fixés de cette façon, forment alors une arête de coupe oblique et continue (Stewart 1971b, 1975b; Stewart et Hart 1976). La coupe avec couteaux hélicoïdaux se fait donc graduellement, ce qui minimise l’impact lors de l’usinage, réduit le niveau de bruit généré et améliore la qualité de la surface (Stewart et Lehmann 1974; Stewart 1975b; Stewart et Hart 1976; Stewart 1978, 1981; Jones 1994). Pour ce faire, il est cependant important de maintenir la distance axiale entre deux rangées de couteaux (L) à une valeur telle qu’un contact constant soit maintenu entre le porte-outil et la surface de la pièce usinée (Stewart et Hart 1976; Stewart 1978) (Figure 1.11). Cela veut dire qu’il est nécessaire que la distance (L) soit inférieure à la largeur de la pièce usinée (W) (Stewart 1975b; Stewart et Hart 1976; Stewart 1978).

Selon Stewart et Lehmann (1974), la qualité de la surface obtenue à l’aide des porte-outils hélicoïdaux est similaire à celle observée par les porte-outils conventionnels lors d’un rabotage en direction 90°-0°. Toutefois, il a été possible d’améliorer la qualité de la surface usinée et de réduire le fil arraché en utilisant une alimentation 45°-45° (Koch 1976). Ce type d’alimentation a ensuite conduit à la coupe 0°-90°, laquelle fournit une meilleure qualité de surface (Stewart 1975b; Koch 1976) et ne crée pas d’endommagement cellulaire (de Moura et Hernández 2006a). Ce type d'alimentation a toutefois l'inconvénient d'être restreint à l'usinage de pièces relativement courtes où la longueur du cylindre du porte-outil devient le facteur limitant.

En somme, la coupe hélicoïdale présente plusieurs avantages. Elle réduit les défauts de surfaces comme le fil arraché, le fil soulevé et les marques de copeaux tout en permettant d’économiser de l’énergie lors de la coupe (Jones 1994). En contrepartie, les porte-outils et les couteaux sont plus coûteux, l’affûtage est complexe et coûteux et le temps d’installation des couteaux est plus long (Jones 1994).

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Figure 1.10: Porte-outil hélicoïdal où ø est l'angle d'hélice et L est la distance axiale entre les rangées adjacentes de couteaux, selon Stewart (1975b).

Ø = angle d'hélice

D = diamètre du cylindre de coupe Z = nombre de rangées de couteaux A = vitesse d'alimentation ou d'avance W = largeur de coupe

Fc = force de coupe concentrée

Vt = vitesse transversale de l'arête tranchante

ά = inclinaison des marques de couteau O = marque de couteau ou onde d'usinage L = distance entre rangées adjacentes de couteaux N = vitesse de rotation du porte-outil

Figure 1.11: Géométries de la coupe périphérique hélicoïdale et celle à couteaux droits (adapté de Stewart 1975b).

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1.1.3.3 Le fraisage

Le fraisage est l’action combinée des faces tranchantes de dimension et de finition des outils de coupe fixés sur un porte-outil (Figure 1.12). La face usinée est donc perpendiculaire à l’axe de rotation de l’outil de coupe. Il s’agit d’un procédé de rabotage versatile (Stewart 1983) puisqu’il permet de varier plusieurs paramètres de coupe. Toutefois, peu de travaux sont disponibles sur l’utilisation de ce mode de coupe pour le rabotage du bois. Stewart (1983) a démontré que les forces de coupe augmentent avec l’épaisseur de coupe et la diminution de l’angle d’attaque. De façon générale, la meilleure qualité de surface coïncide avec une faible force de coupe. Toutefois, Hernández et Cool (2008a) n’ont observé aucun effet de l’épaisseur de coupe sur la rugosité de surface ou le niveau d’endommagement cellulaire alors que la mouillabilité est sensible à ce facteur. L’augmentation de la vitesse d’avance a quant à elle augmenté la rugosité de surface, la mouillabilité de même que le niveau d’endommagement cellulaire quoique ce dernier ait été faible.

Le fraisage produit des surfaces possédant un léger arrachement dans la zone où l’outil de coupe sort de la pièce de bois (Stewart 1984). Toutefois, ces défauts de surface sont plus discrets que ceux produits par un rabotage périphérique conventionnel. Stewart (1985) a aussi remarqué que la formation de ce défaut cesse lorsque l’angle de sortie est supérieur à 20° (Figure 1.13). Cela est justifié par le fait que la contrainte de cisaillement diminue lorsque l’angle d’attaque radial diminue.

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Figure 1.12: Géométrie du procédé de fraisage en opposition (position 1), conventionnel, une combinaison du rabotage en opposition et en avalant (position 2) et en avalant (position 3). Les caractéristiques de l’arête tranchante sont illustrées dans la vue de côté. Plusieurs outils de coupe sont généralement fixés sur le porte-outil et la vitesse d’avance permet de contrôler l’onde d’usinage (adapté de Stewart 1983).

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Figure 1.13: Schéma d’une vue de dessus illustrant le fraisage (adapté de Stewart 1985).

1.2 Le ponçage

Le ponçage est un procédé d'usinage dont les outils de coupe sont des grains abrasifs présents sur le papier sablé. Le ponçage est ainsi une séquence de dommages mécaniques successifs produits par les grains abrasifs. La géométrie de ces derniers génère une composante normale de la force de coupe assez élevée. De ce fait, ce procédé peut se comparer à un rabotage utilisant un angle d'attaque faible ou même négatif (Stewart 1980; Heurtematte et al. 1985; Stewart 1989b; Juan 1992). Les forces de ponçage peuvent ainsi dépasser celles observées lors du rabotage périphérique (Stewart 1980; Stewart et Crist 1982; Hall et Heard 1982; Stewart 1989b).

1.2.1 Les abrasifs

Le grain abrasif employé dans la fabrication de papiers sablés doit être dur, tranchant, résistant à l'usure et à l'augmentation de température (Beaty 1983; Juan 1992). Le ponçage mécanique du bois est effectué à l’aide d’abrasifs synthétiques comme l’oxyde l’aluminium et le carbure de silicium (Heurtematte et al. 1985). L’oxyde d’aluminium peut être utilisé à hautes pressions de ponçage et à hautes vitesses et il est particulièrement indiqué pour le ponçage de bois durs (Koch 1964; Hall et Heard 1982; Beaty 1983; Heurtematte et al. 1985). D’ailleurs, certains auteurs considèrent l’oxyde d’aluminium comme étant le

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meilleur abrasif pour le ponçage du bois (Deniston 1949; Hall et Heard 1982). Les grains de carbure de silicium sont durs mais cassants. Cela en fait l’abrasif le plus coupant dans le domaine du bois (Koch 1964; Hall et Heard 1982; Beaty 1983; Heurtematte et al. 1985). Cet abrasif est normalement utilisé pour la fabrication de papiers sablés grossiers (Hall et Heard 1982). Le carbure de silicium ne supporte pas des pressions élevées, mais excelle pour le ponçage léger (Koch 1964; Beaty 1983; Taylor et al. 1999). Il est également indiqué pour le ponçage fin de revêtements tels que les laques et les vernis (Beaty 1983; Heurtematte et al. 1985).

Comparativement à l’oxyde d’aluminium, le carbure de silicium génère des surfaces plus lisses et de meilleure qualité (Taylor et al. 1999; Saloni et al. 2005; de Moura et Hernández 2006b). C’est d’ailleurs ce type de papier qui est couramment utilisé dans l’industrie du meuble. Par contre, l’oxyde d’aluminium produit des surfaces de meilleure mouillabilité ce qui serait plus approprié pour l’application de vernis (de Moura et Hernández 2006b). De plus, l’oxyde d’aluminium semble travailler avec des forces de friction plus faibles que celles du carbure de silicium, ce qui réduit la consommation énergétique (Saloni et al. 2005).

1.2.2 Le procédé de ponçage

Plusieurs recherches ont été effectuées sur l'optimisation du procédé de ponçage du bois. Ces travaux ont étudié, parmi d'autres facteurs, la grosseur des grains abrasifs (Carrano et al. 2002; Sinn et al. 2004; de Moura et Hernández 2006b; Ratnasingam et Scholz 2006), l'orientation du ponçage par rapport au fil du bois (Taylor et al. 1999; Carrano et al. 2002), l’espèce travaillée (Saloni et al. 2005; Sinn et al. 2004) et la vitesse du ponçage (Carrano et al. 2002; de Moura et Hernández 2006b).

En général, un programme de ponçage débute avec des papiers sablés grossiers suivi par ceux plus fins (Beaty 1983; Williams et Morris 1998). Les papiers grossiers sont destinés au ponçage plus rapide et profond, tandis que ceux plus fins servent aux travaux de finition (Hall et Heard 1982; Lihra et Ganev 1999). Chaque étape du ponçage a pour objectif de minimiser les irrégularités laissées par l’étape précédente; autrement, elles seront visibles une fois le produit de finition appliqué (Hall et Heard 1982; Tichy 1997; Williams et

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Morris 1998; Lihra et Ganev 1999). En effet, plus la taille de l’abrasif est petite, meilleure est la qualité de la surface (Carrano et al. 2002; de Moura et Hernández 2006b; Ratnasingam and Scholz 2006). Sinn et al. (2004) ont même établi une corrélation linéaire positive entre la taille des grains et la rugosité de la surface.

Taylor et al. (1999) de même que Carrano et al. (2002) ont observé que le ponçage effectué parallèlement aux fibres permet d’obtenir des surfaces plus lisses que celles poncées perpendiculairement aux fibres.

Par ailleurs, la masse volumique du bois affecte le taux d’enlèvement de la matière (Sinn et al. 2004; Saloni et al. 2005). Les bois durs opposent ainsi une plus grande résistance au ponçage, ce qui génère des surfaces de faible rugosité.

De plus, la vitesse de rotation de la courroie d’une ponceuse a un effet significatif sur la qualité de la surface (Carrano et al. 2002; Saloni et al. 2005). Selon Carrano et al. (2004), une augmentation de la vitesse de rotation de la courroie s’accompagne d’une diminution de la qualité de la surface. Toutefois, Saloni et al. (2005) ont observé l’effet contraire. La vitesse d’avance a aussi un effet significatif sur la qualité de la surface poncée (Carrano et al. 2002; de Moura et Hernández 2006b). En effet, des vitesses d’avance élevées engendrent des surfaces plus rugueuses. Cela est dû au fait que le nombre de traces d’abrasif diminue (Carrano et al. 2002), ce qui génère ainsi une plus grande fibrillation à la surface (de Moura et Hernández 2006b).

1.3 Mécanique de rupture

Stehr et Östlund (2000) ont observé que les méthodes d’usinage induisent des microfissures, lesquelles peuvent ensuite se propager et devenir problématiques lors de l’adhésion d’un revêtement et le vieillissement de celui-ci. Dans leurs travaux, les surfaces poncées n’ont présenté aucune microfissure, comparativement aux surfaces rabotées. Ashby et al. (1985) ont défini huit directions principales de propagations de fissures dans le bois. Ils les ont identifié au moyen d’une notation comportant deux lettres et parfois le signe positif ou négatif (Figure 1.14). La première lettre correspond à la direction normale au plan de rupture et la deuxième à la direction de la propagation de la fissure. Le signe

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positif indique que la fissure se propage de l’écorce vers la moelle, tandis que le signe négatif indique le sens inverse. Les fissures TL et RL correspondent à une coupe 90°-0°, les fissures TR et RT à une coupe 0°-90° et celles LR et LT à une coupe 90°-90°.

1.3.1 Coupe 90°-0°

Pour les échantillons sciés sur dosse (mode RL), la propagation des fissures se fait par déchirement à travers la paroi cellulaire pour le bois initial et génère des surfaces de fracture lisses (Ashby et al. 1985). Pour les sections plus denses du bois final, la propagation des fissures est une combinaison de déchirement à travers la paroi cellulaire et de détachement cellulaire dans la lamelle moyenne. Il est à noter que ces auteurs ont étudiés des bois de feuillus et de conifères. Dans la direction tangentielle du bois de pin, Boatright et Garret (1983) ont observé que les cellules sont légèrement décalées et la fissure se propage par l’endroit le plus faible soit par déchirement ou détachement. Plus spécifiquement, les auteurs mentionnent que les petites cellules se brisent dans la lamelle moyenne et les plus grosses à travers la paroi cellulaire. La présence de rayons orientés perpendiculairement au plan RL pourrait causer beaucoup de dommage à la surface. Reiterer et al. (2002) démontrent plutôt que la présence des rayons limiterait l’initiation de fissures pour le bois de chêne et de frêne.

1.3.2 Coupe 0°-90°

Pour les échantillons sciés sur dosse (système RT) la propagation de fissure se produit uniquement par déchirement (Ashby et al. 1985). Keunecke et al. (2007) ont rapporté un effet de la masse volumique du bois sur la propagation de la fissure. L’épinette (D15% = 460 kg/m³) présentait principalement des ruptures par déchirement dans la paroi cellulaire et un peu de rupture par détachement. Pour l’if (D15% = 620 kg/m³) seule des ruptures par détachement cellulaire ont été observées. Les auteurs pensent qu’un rapport paroi cellulaire sur lumen élevé favoriserait des ruptures par détachement.

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Figure 1.14: Modes de propagation de fissures, selon Ashby et al. (1985).

1.4 Qualité de surface du bois

La qualité de surface du bois peut être jugée à partir d'une analyse visuelle des défauts provoqués par l'usinage. Ainsi, plusieurs auteurs se sont servis de la proportion de pièces de bois exemptes de défauts d'usinage dans le but d'estimer la qualité des surfaces obtenues par plusieurs procédés sous diverses conditions (Franz 1958; Koch 1964; Cantin 1967; Stewart 1971a, 1979, 1980; Feist 1983; Stewart 1986; ASTM D1666 2004; Juan 1992; Jones 1994; Williams et Morris 1998; Lihra et Ganev 1999; Hoadley 2000; Hernández et al. 2001).

Stumbo (1963) recommande que la rugosité soit considérée lors de l’évaluation de la qualité d'une surface de bois. La rugosité est souvent le paramètre principal d'évaluation de la qualité dans les travaux sur le ponçage du bois (Lemaster et Beall 1996; Taylor et al. 1999; de Moura et Hernández 2005, 2006b, 2006c). Plusieurs auteurs ont également utilisé la rugosité pour estimer la qualité de surfaces rabotées (Stewart 1986; Triboulot et al. 1995; Hernández et de Moura 2002; de Moura et Hernández 2005, 2006a, 2006c, 2007).

Le niveau de l'endommagement cellulaire produit par l'usinage est également un facteur couramment relié à la qualité de sa surface (Jokerst et Stewart 1976; Stewart et Crist 1982; Murmanis et al. 1983; Caster et al. 1985; Murmanis et al. 1986; Stewart 1989b; Hernández 1994; Stehr et Johansson 2000; Hernández et Naderi 2001; Hernández et Rojas 2002; Hernández et de Moura 2002; de Moura et Hernández 2005, 2006a, 2006b, 2006c, 2007).

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L'effet du niveau d'endommagement cellulaire sur l'adhésion de revêtements n'est toutefois pas bien documenté dans la littérature car son évaluation est qualitative.

D'autre part, plusieurs auteurs suggèrent l'analyse de la mouillabilité pour contrôler la qualité de surface destinée à être collée ou vernie (Garrett 1964; Lewis et Forrestal 1969; Collett 1972; Elbez et Bentz 1991). Enfin, la qualité de préparation de la surface du bois pour le vernissage est souvent évaluée par biais de la résistance à l'arrachement du film de vernis ou de l'observation des défauts survenant à la surface du vernis suite à un vieillissement naturel ou accéléré (Arnold et al. 1992; Williams et Feist 1994; Richter et al. 1995; Suleman et Rashid 1999).

1.4.1 Défauts de surface

1.4.1.1 Fil arraché

Le fil arraché est en général associé à l’usinage contre le fil. Il se produit lorsque le fendillement des copeaux suit le fil au devant de l’outil de coupe et en dessous du plan de coupe. Des particules du bois sont alors rompues et enlevées en-dessous du plan de coupe (Franz 1958; Stewart 1980) (Figure 1.15A). Le fil arraché survient couramment près des nœuds, où sa profondeur est plus prononcée à cause de la déviation du fil (Franz 1958; Hernández et al. 2001). Des angles d’attaque élevés, de grandes épaisseurs de coupe et l’usinage de bois trop sec ou humide augmentent l’incidence du fil arraché (Koch 1964; Stewart 1971a, 1980, 1986; Hernández et al. 2001).

1.4.1.2 Fil laineux ou pelucheux

Le fil pelucheux survient lorsque des fibres ou des groupes de fibres sont partiellement coupées lors de l’usinage (Franz 1958; Stewart 1980) (Figure 1.15B). Ce type de défaut devient plus visible suite à un gonflement des cellules de surface par l’action de l’humidité (Panshin et de Zeeuw 1980). Le fil pelucheux est plus couramment observé chez les feuillus, principalement en présence du bois de tension (Franz 1958; Stewart 1980; Hoadley 2000). Dans ce cas, la formation de ce défaut est reliée à la présence d'une couche gélatineuse, qui se décolle facilement du reste de la paroi cellulaire lors de l'usinage. Les principaux facteurs causant le fil pelucheux sont l’usure des outils de coupe ainsi que

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l’emploi d’un angle d’attaque faible (Stewart 1980; Hoadley 2000; Hernández et al. 2001). D’autre part, Hernández et al. (2001) ont noté que l'incidence du fil laineux diminue à mesure que celle du fil arraché augmente lors du rabotage périphérique 90°-0° en fonction de la variation de l’angle d’attaque.

1.4.1.3 Fil soulevé

Si le rabotage est fait avec des couteaux émoussés ou avec un angle de dépouille nul ou négatif (suite par exemple à la rectification), les forces de coupe seront importantes et vont comprimer davantage le bois. Le défaut de fil soulevé (Figure 1.16A) survient lorsque le retour élastique des cellules comprimées ne se fait pas de façon uniforme (Hoadley 2000). Les couches plus denses de bois final s’enfoncent dans celles de bois initial lors du passage du couteau. Par la suite, les cellules comprimées du bois initial reprennent en partie leur forme initiale et les cellules de bois final se retrouvent au-dessus du plan de coupe (Figure 1.16A) (Singh et al. 2010). Dans certains cas, l’endommagement cellulaire subit par les cellules du bois initial est important et il est possible d’observer la séparation des couches de bois final (Figure 1.16B). Le défaut de fil soulevé peut ne devenir apparent qu’après plusieurs années. Dans ces situations, le retour élastique se fait lentement. Des changements d’humidité peuvent également favoriser l’apparition de ce défaut, souvent observé sur les lambris extérieurs après plusieurs années de service.

1.4.1.4 Écrasement cellulaire

L'écrasement cellulaire résulte de l'application de forces normales élevées sur la surface du bois (Jokerst et Stewart 1976; Stewart et Crist 1982; Stewart 1986, 1989b; Hernández et Naderi 2001; Hernández et Rojas 2002; Hernández et de Moura 2002). La magnitude de ces forces devient si importante qu'elle dépasse la contrainte de rupture en compression des tissus ligneux (River et Miniutti 1975). Les forces normales sont plus élevées lors du ponçage, ce qui entraîne un écrasement plus prononcé dans les surfaces poncées que dans celles rabotées (Jokerst et Stewart 1976; Stewart et Crist 1982; Murmanis et al. 1983; Caster et al. 1985; Murmanis et al. 1986; Backman Sandlund 2004; de Moura et Hernández 2005, 2006c). En effet, les cellules des surfaces poncées sont davantage écrasées et déformées et ce, plus profondément que dans le cas du rabotage (Figure 1.17).

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Figure 1.15: Divers niveaux de fil arraché à la surface de bois d’érable à sucre (A) et de fil pelucheux à la surface de bois de sapin Engelmann (B) (ASTM D1666 2004).

Figure 1.16: Deux niveaux du défaut de fil soulevé suite au rabotage (Hoadley 2000).

A B

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Figure 1.17: Images MEB d'une ligne de colle dans du bois de hêtre pour différents procédés d'usinage, sciage (A), ponçage (B) et rabotage (C) (selon Backman Sandlund 2004).

Lors de la coupe périphérique, l'écrasement peut se présenter comme une couche uniformément distribuée sous la surface pour les bois à pores diffus ou à structure homogène (Hernández et Naderi 2001; Hernández et Rojas 2002). Cet écrasement peut se limiter à des régions de cellules plus tendres comme c’est le cas des bois de conifères et de bois de feuillus à porosité diffuse (Hernández et Naderi 2001; Hernández et de Moura 2002; Carrano et al. 2004). Le dommage des surfaces rabotées se manifeste souvent sous forme d'un écrasement des vaisseaux et d'une déviation des rayons ligneux (River et Miniutti 1975; de Moura et Hernández 2006c; Carrano et al. 2004).

1.4.2 Rugosité

La topographie d’une surface est un paramètre déterminant lors de l’évaluation de la qualité d’un produit fini par vernissage. La topographie indique le niveau de rugosité et d'ondulation, ainsi que la forme et la distribution des aspérités. Le profil primaire d'une surface est composé des données de rugosité et d'ondulation. Le profil de rugosité contient

A

B