the width), with no grain angle, of "xylotheque" dimensions, a density of 700 kg/m³ and having elastic constants equal to those predicted by Guitard and El Amri's model (1987) were used. Its 'measured' natural frequencies were computed and the aim was to see whether the inverse identification algorithm could recover the correct elastic constants even if their initial values were multiplied by a coefficient of between 1.1 and 1.3. A sensitivity matrix was calculated, and two approaches were tested. The first one is a two-step approach: one by first identifying the three most sensitive constants ($E_L, E_R, G_{LR}$) and then reidentifying these three constants and the two less sensitive ones ($G_{RT}, G_{LT}$), using the updated compliance matrix C from the first step. The second one is a one-step approach with a simultaneous identification of the five elastic constants from the initial compliance matrix C.

## Results and discussion

*Minimum modes required for identifying elastic constants of a perfect wood sample*

<figure><img src="image_81.png" /><figcaption>Fig. 1: (left) relative sensitivity $\frac{\Delta f_m/f_m}{\Delta X_i/X_i}$ of the computed mode of rank n°m to the elastic coefficients $X_i$ (e.g., $X_i = E_i$ or $G_{ij}$ or $v_{ij}$), normalised by the sum of the sensitivity for a given mode, with the maximum sensitivity of the modes to each elastic constant (right). The colours of the mode shapes above the rank of modes indicate the normalised intensity of the out-of-plane displacements, with blue corresponding to the vibration nodes.</figcaption></figure>

The relative sensitivity matrix of each mode, which is usually measurable but given here for the numerical perfect wood sample, is given in Figure 1. It shows that the modes are mainly sensitive to $E_L, E_R$ and $G_{LR}$ and, to a lesser extent, to $G_{LT}, G_{RT}$ and a little to $v_{LR}$, the latter not being taken into account in the identification. Calculating the I-index, using this sensitivity matrix, shows that a good combination of five modes (i.e., modes n°1, 2, 4, 6 and 7) was sufficient to robustly identify the five elastic constants in our case. In addition, by comparing one-step and the two-step identification methods shows that a one-step process achieved similar accuracy (relative error <1% for four elastic constants and 1.14% for $G_{LT}$, the constant with the lowest sensitivities), indicating it is both sufficient and time-saving compared to the two-step.
<figure><img src="image_82.png" /><figcaption>Fig. 2: Measured samples: hardwood (circles), softwood (triangles). Guitard and El Amri's regression laws: softwood (black), hardwood (grey).</figcaption></figure>

## Identification of elastic constants of real wood samples across a wide density range

The identification process described above was applied to various wood samples (hardwood and softwood) with a wide range of densities, from 360 to 1115 kg/m³. The elastic constants identified are generally close to those given by the Guitard's models, as shown in Figure 2, except for densities over 900 kg/m³, where significant deviations were observed. We expect this discrepancy arises because the Guitard's models have been adjusted mainly on wood with low or intermediate density. Moreover, they only consider the density as a parameter and no other anatomical properties. For example, Maçaranduba (Manilkara bidentata) flat-sawn sample, exhibited lower longitudinal modulus E<sub>L</sub> and higher transverse modulus E<sub>T</sub> compared to the predictions from Guitard's models, potentially due to a high MFA.

## Conclusion and perspectives

This study used modal impulse response analysis to efficiently identify some orthotropic elastic properties of wood samples, focusing on key modes by using identifiability criteria based on a sensitivity analysis. The I-index showed that not all modes are needed to determine the elastic constants, and a one-step method is sufficiently accurate. While the results validated the method over a wide range of wood densities, discrepancies are observed at high densities or could be linked to anatomical parameters like a high microfibril angle. Future and ongoing work will extend the study to other wood samples, compare results with ultrasound time-of-flight (Toulgoat et al 2024) and quasi-static testing (torsion and bending) methods, measure the average MFA of all samples using XRD measurements and investigate the relationship between the macroscopic elastic properties of woods and anatomical parameters (mainly density and microfibril angle) in order to improve prediction models.

## Acknowledgements

Labex NUMEV and the I2S doctoral school of the University of Montpellier are co-funding the PhD thesis of this project.

## References

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# Renewable energy evaluation of recycled wood through thermochemical conversion pathway and artificial intelligence optimization: physicochemical, thermodegradation and flammability behaviours

ANIZA Ria<fnref n="1" />,<fnref n="2" />,<fnref n="3" />,<fnref n="4" />, PETRISSANS Anelie<fnref n="1" />, PETRISSANS Mathieu<fnref n="1" />, CHEN Wei-Hsin<fnref n="4" />,<fnref n="5" />,<fnref n="6" />, HERRERA Christian J.A.<fnref n="7" />, QUIRINO Rafael<fnref n="7" />

**Keywords:** Wood valorization; thermodegradation; bioenergy-bioexergy; combustibility indexes; Taguchi method; artificial neural network model

## Context and objectives

Wood waste or byproducts have attracted international attention as a second-generation biofuel. The potential for renewable energy as a substitute for fossil fuels is regarded as one of the solutions to environmental and human health challenges created by fossil fuel combustion (Lin et al 2022). Wood waste is a possible feedstock for sustainable energy production (particularly bioenergy) obtained from lignocellulosic-based biomass (Petrissans et al. 2022). Hardwood species are composed of 38-51% cellulose, 17-38% hemicelluloses, 2-31% lignin, and 3% extractives. In contrast, softwood species consist of 2-3.5% extractives, 27-32% lignin, 22-40% hemicelluloses, and 33-42% cellulose. As a feasible technique for converting wood waste biomass into useful products like heat - combustion, one of the thermochemical processes (Fig. 1) is proposed. Moreover, several critical elements influence combustion, including temperature, heating rate, heating time, and fuel type. High CO emissions and the production of smoke or particulate matter (PM) might result from poorly managed combustion parameters. In this case, it is crucial to prevent incomplete combustion by evaluating the combustion parameter.

One useful method for assessing renewable energy in the circular bioeconomy concept from a biomass-based source is the specific chemical bioexergy (SCB) analysis type. The goal of SCB is to determine the energy of the biofuel based on the biomass' chemical composition (Chen and Aniza 2023). When compared to analyses based on lower heating values (LHV) or higher heating values (HHV), SCB offers a more thorough and in-depth evaluation that accurately captures the energy contained in biomass material. According to earlier research, exergy in biomass can be found by calculating the proximate analysis (ash content) and elemental analysis (C, H, O, N, and S elements) (Song et al 2013). In circular bioeconomy systems, thermodynamic inefficiencies (exergy destructions and losses) can be located, quantified, and

<footnote n="1">¹Université de Lorraine, INRAE, LERMAB, F88000, Epinal, France</footnote>

<footnote n="2">²Research Center for Energy Conversion and Conservation, National Research and Innovation Agency, Tangerang Selatan 15314, Indonesia</footnote>

<footnote n="3">³International Doctoral Degree Program in Energy Engineering, National Cheng Kung University, Tainan 701, Taiwan</footnote>

<footnote n="4">⁴Department of Aeronautics and Astronautics, National Cheng Kung University, Tainan 701, Taiwan</footnote>

<footnote n="5">⁵Research Center for Smart Sustainable Circular Economy, Tunghai University, Taichung 407, Taiwan</footnote>

<footnote n="6">⁶Department of Mechanical Engineering, National Chin-Yi University of Technology, Taichung 411, Taiwan</footnote>

<footnote n="7">⁷Chemistry Department, Georgia Southern University, Statesboro, GA-30460, USA
ria.aniza@univ-lorraine.fr or riaaniza@gmail.com</footnote>
caused by applying the SCB evaluation, which is based on the second law of thermodynamics on wood valorization. In order to achieve the future Sustainable Development Goals (SDGs) of the United Nations (SDGs) for cheap and clean energy (SDG 7), responsible consumption and production (SDG 12), and climate action (SDG 13), recycling woody debris into biofuel is thought to be an effective strategy. Furthermore, the objective of this study is closely associated with the ninth goal of industry, infrastructure, and innovation (SDG9) and the zero-waste principle for controlling waste production. By improving the scalability, affordability and dependability of renewable energy production and development, AI is employed to speed up the pace of the shift to a sustainable energy future.

<figure><img src="image_83.png" /><figcaption>Fig. 1: Framework of renewable energy production through wood waste</figcaption></figure>

To the best of the authors' knowledge, no study has, however, thoroughly examined the combustion of wood waste in terms of bioenergy (calorific value; HHV) and bioexergy (specific chemical biomass exergy; SCB), taking into account combustibility indexes and the application of AI. Additionally, little is known about the technology and development of this process. Consequently, the goal of this work is to give thorough TGA bioenergy and bioexergy evaluations of wood waste (Fig. 1). Physicochemical investigations characterize the qualities of wood waste feedstock. To ascertain the optimal amounts of desirable parameters and identify the influential aspects impacting performance, artificial neural networks (ANN) and statistical assessment (signal-to-noise ratio and analysis of variance) are employed in conjunction with AI analysis. Moreover, it provides industry experts and researchers with similar interests with useful information and a better understanding, especially for the development of renewable bioenergy production and industrial scale-up employing bioenergy woody-based products.

## Material and methods

For use in the timber industries, the nearby forest's woods (hardwood: beech *Fagus sylvatica*, and softwood: fir *Abies alba*) were collected. Hardwood (HW), softwood (SW), and wood blend (WB, a 50-50 weight percentage combination of HW and SW) were the three waste categories into which the samples were divided. The WB combination followed the recommendation of Forest Stewardship Council (FSC) in the European Union (EU) region for solid biofuel with a 50-50 weight percentage mixture of HW and SW.

## *Sample preparation and design of experiment*

The samples underwent a 24-hour sun-drying process outside. In order to achieve a consistent particle size across three sizes—250, 500, and 1000 µm—the dry samples were separately ground and sieved (Aniza et al. 2022). Furthermore, three distinct levels are assigned to each
of these factors: (1) hardwood, softwood, and wood blend (HW, SW, and WB); (2) 250, 500, and 1000 µm; and (3) 10, 15, and 20 °C·min⁻¹. Nine runs (L9) of experiments comprised the design matrix with the three components and three design levels.

### Physicochemical and statistical evaluations

The samples were examined for their proximate analysis (PA), elemental analysis (EA), calorific values (HHV) and FTIR. The thermodegradation behavior was identified by using the TGA method. The SCB calculation was carried out as follows (Song et al 2013):

$$ SCB = 36.3439 C + 107.5633 H - 8.6308 O + 0.4147 N + 19.0798 S - 21.100 A \quad (Eq.1) $$

where C, H, O, N, S, and A denoted carbon, hydrogen, nitrogen, sulfur, and ash, respectively. The TG apparatus NETZSCH – STA 449 F3 Jupiter was used to directly burn wood waste. A ceramic crucible with a capacity of approximately 90 µL was filled with 5 mg of the sample. For example, the N₂ gas was purged into the system for five minutes at a rate of 100 mL·min⁻¹. Subsequently, three heating rates were applied to the sample: 10, 15, and 20 °C·min⁻¹, from room temperature to 800 °C (Fig. 2). The amount of solid that remained in the crucible was called the ash content. The PA, EA, HHV, and direct combustion experiments in this study were all carried out in duplicate. With a maximum risk of 5%, the data's repeatability was maintained at >95%.

### Flammability indexes and artificial intelligence analysis

The ignition index Dig (%·min⁻³) was calculated according to López-González et al. (2017) as follows:

$$ D_{ig} = \frac{(dw/dt)_{max}}{(t_{max} \cdot t_{ig})} \quad (Eq. 2) $$

where tᵢ₉₉ was the ignition time, tₘₐₓ is the time corresponding to the maximum combustion rate (dw/dt)ₘₐₓ and (dw/dt)ₘₐₓ (%·min⁻¹) is the maximum combustion rate (DTG curve at the highest peak - DTGmax). By showing the fuels' propensity to absorb heat and start burning, the ignition index suggested that collected fine fuels may ignite in the presence of a heat source. Additionally, the artificial neural network (ANN) analysis was utilized in this work to forecast the SCB and HHV values. In order to ascertain the impact of the HHV and SCB as the output data, the parameters were created as input data. The duplicate Taguchi parameters (waste type, particle size, and heating rate-9 runs): 18 data, EA (C–H–O): 18 data (HW, SW, and WB), and PA (M, VM, FC, Ash): 24 data (HW, SW, and WB) are among the ten parameters that were utilized to feed the input data. Megputer Polyanalyst 6.5 was the program used to create the ANN model.

## Results and discussion

### Characterization analysis

HW, SW, and WB moisture contents for proximate analysis are 5.94, 4.00, and 3.00 wt%, respectively (Tab. 1). Biofuel's low moisture content is advantageous since it may boost energy density and enhance combustion efficiency. All samples, including HW (84.05 wt%), SW (83.50 wt%), and WB (83.67 wt%), have VM values higher than 80wt%. A high VM in the sample means that there is a good chance that solid chemical molecules, such as cellulose, lignin, and hemicelluloses, will devolatilize into gaseous chemical compounds. As a result, the word S and the ash content in Eq. (1) about the SCB computation may be removed. Tab. 1 indicates that, out of all samples (WB – HHV: 19.32 MJ·kg⁻¹, SCB: 18.52 MJ·kg⁻¹ and HW – HHV: 19.03 MJ·kg⁻¹ and SCB: 18.20 MJ·kg⁻¹), SW had the highest HHV and SCB values
(HHV: 18.84 MJ·kg⁻¹, SCB: 19.65 MJ·kg⁻¹). The reason for these phenomena is that the C-element content of the SW is larger (C: 47.26 wt%) than that of WB (C: 46.58 wt%) or HW (C: 45.99 wt%). The amount of H-element in the samples is found to be extremely low (approximately <6 wt%), even though it has the largest coefficient value in the SCB determination (Eq. 1). As a result, the HHV and SCB values of wood waste samples are not substantially affected by the H-element.

<table><caption>Tab. 1. Properties of raw wood waste: PA, EA, HHV, and SCB</caption><thead><tr><th>Biomass properties</th><th>HW</th><th>SW</th><th>WB</th></tr></thead><tbody><tr><td><strong>Proximate (wt%)</strong></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>M</td><td>5.94</td><td>4.00</td><td>3.00</td></tr><tr><td>VM</td><td>84.05</td><td>83.50</td><td>83.67</td></tr><tr><td>FC</td><td>10.00</td><td>12.50</td><td>13.32</td></tr><tr><td>Ash</td><td>&lt;0.01</td><td>&lt;0.01</td><td>0.01</td></tr><tr><td><strong>Elemental (wt%)</strong></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>C</td><td>45.99</td><td>47.26</td><td>46.58</td></tr><tr><td>H</td><td>5.77</td><td>5.86</td><td>5.86</td></tr><tr><td>O</td><td>45.05</td><td>44.36</td><td>45.32</td></tr><tr><td>N</td><td>&lt;0.05</td><td>&lt;0.05</td><td>&lt;0.05</td></tr><tr><td>S</td><td>&lt;0.05</td><td>&lt;0.05</td><td>&lt;0.05</td></tr><tr><td><strong>Bioenergy-HHV and bioexergy-SCB (MJ·kg⁻¹)</strong></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>HHV</td><td>18.20</td><td>18.84</td><td>18.52</td></tr><tr><td>SCB</td><td>19.03</td><td>19.65</td><td>19.32</td></tr><tr><td>SCB/HHV ratio</td><td>1.046</td><td>1.043</td><td>1.043</td></tr></tbody></table>

The thermodegradation behavior of wood waste is evaluated through the TGA method (Fig. 2). The first peak relates to the thermodegradation of lignocellulosic chemical complexes with light molecular weight (hemicelluloses) and some lignin. Some previous experiments showed that the hemicelluloses from lignocellulosic biomass mostly degraded, not surpassing 275 °C (Escalante et al. 2022). The second peak has the highest peak among the others. This peak (300-400 °C) relates to the thermodegradation of mostly cellulose and some lignin. Simultaneously, the third peak appears at about 450-550 °C, demonstrating the thermodegradation from a slight cellulose and the rest of the lignin.

## Flammability index and chemical functional group

A high ignition index (Fig. 3) at the same heating rate means that the material will ignite at lower temperatures. This characteristic means that the material requires less energy or heat than materials with lower ignition indices to start the ignition process. Furthermore, the criterion of self-ignition is divided into four classes: non-reactive (Dig 0.00-0.02), low-reactive (Dig 0.021-0.03), reactive (Dig 0.031-0.05), and high-reactive (>0.051). The results indicate that waste wood is classified into three regions non-, low-, and reactive. The highly reactive biofuel (>0.051) is not suggested due to safety concerns (fire, explosion), handling challenges (transporting, storing, packaging), and environmental impacts (air pollution). In this regard, wood waste is considered as a decent biofuel feedstock. The functional group of chemical compounds has been identified by FTIR test. The 1st peak at 1,158.50 cm⁻¹ appears in a range of wavenumber about 1,120 – 1,160 cm⁻¹ corresponding to the C-O-C polysaccharide functional group. The C-O-C asymmetric stretching functional group of the 1st peak at 1,158.50 cm⁻¹ in the range of wavenumber about 1,120 – 1,160 cm⁻¹ is associated with the chemical compound in cellulose (Emmanuel et al. 2015) and the mannose group of hemicelluloses (Horikawa et al
2019). The mannan-type hemicellulose group (mannose) is a polysaccharide composed of six-carbon sugar glucose. Softwood mannose can be found as the most abundant sugar compared to other polysaccharide groups. The asymmetric CH₂ stretching vibration is classified as methylene and methine groups in the 2nd peak. The CH₂ functional group in the 2nd peak is noticeable at 2,948.63 cm⁻¹ in the wave number of 2,850 – 2,950 cm⁻¹, correlated to the two types of hemicelluloses (xylan and mannose), cellulose, and lignin (Li et al 2018). Furthermore, the 3rd peak is acknowledged at 3,425.40 cm⁻¹ which is assigned to the OH molecules. The OH molecules stretching absorption bends are typically absorbed in about 3400 cm⁻¹ wave number (3,350 – 3,450 cm⁻¹), associated with cellulose and hemicelluloses (Sharma et al 2024).

<figure><img src="image_84.png" /><figcaption>Fig. 2. Thermodegradation behavior of hardwood, softwood, and wood blends respected to (a) TGA and (b) DTG curvatures.</figcaption></figure>

<figure><img src="image_85.png" /><figcaption>Fig. 3. Profile of (a) ignition and burnout temperature and (b) ignition index of wood waste.</figcaption></figure>

## Prediction by ANN model

Among the configurations, the best result of the ANN model for HHV and SCB model predictions with the lowest standard deviation is obtained by utilizing a 1 HL with 5 N for HHV with the fit quality precisely R²= 1. In this regard, the wood waste type is the most influence factor in bioenergy analysis (HHV), followed by FC, O, C, H particle size, A, heating rate, VM and M. Likewise, the configuration of 1HL with 5N illustrates the best result prediction for the bioexergy analysis (SCB). The most influential parameters are wood waste type, followed by H, FC, C, O, A, particle size, heating rate, M, and VM.

## Conclusions

This study investigated the combustibility thermodegradation behavior of wood wastes (HW, SW, and WB) using the TGA method in conjunction with the Taguchi orthogonal, statistical analysis, combustibility indices, and AI model predictions. The physicochemical tests reveal that all wood waste feedstock is high in VM (>80 wt%), high in C and O, and low in ash, N, and S. The evaluation shows that the SCB is typically higher (about > 19 MJ·kg⁻¹) than HHV (about 18 MJ·kg⁻¹). The TGA/DTG curves obtained, using typical heating rates of 10, 15, and 20 °C·min⁻¹, suggest there are 3 zones distinguished. The combustibility indexes indicate that wood waste has 4 classes of ignition index (non-reactive to high-reactive). The optimum run is
achieved with SW250 at 20 °C·min⁻¹ heating rate. The ANN model with 1HL-5N configuration successfully predicts the values of HHV and SCB with excellent fit-quality values (R²=1).

## Acknowledgments

The authors gratefully acknowledge the financial support under the program ANR-11-LABEX-0002-01 (Lab of Excellence ARBRE) in France, and the FACE Foundation, iCemiture (NSF-IRES 1952402), and Georgia Southern University. The authors also acknowledge the financial support of the National Science and Technology Council, Taiwan, R.O.C., under the contracts NSTC 112-2218-E-006-025- and NSTC 112-2218-E-002-052- for this research.

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# Tronçonnage du bois de chêne basé sur la mesure de l'orientation des fibres pour garantir la résistance des aboutages

SOH MBOU Delin¹, POT Guillaume¹, VIGUIER Joffrey¹, MARCON Bertrand¹, MILHE Louis¹, CHASTAGNIER Thibault², LOUVET Thibaut², LANVIN Jean-Denis³, REULING Didier³

¹ Arts et Métiers Sciences et Technologies, LaBoMaP, Rue porte de Paris, 71250 Cluny, France.

² Ducerf Groupe, Le Bourg, 71120 Vendenesse-lès-Charolles, France.

³ FCBA, Allée de Boutaut BP227, 33028 Bordeaux, France.

Delin.SOH_MBOU@ensam.eu

**Mots clefs** : Aboutages ; chêne ; orientation des fibres ; sciages ; tronçonnage.

## Contexte et objectif

### Contexte

L'aboutage est une technique d'assemblage de courts morceaux de bois, appelés courçons, pour former des pièces plus longues et continues. Cette méthode est particulièrement utile pour les feuillus, permettant d'extraire les imperfections au sein des planches et de reconstituer des produits structurels. Les pièces sont usinées en forme de dents, emboîtées, collées, puis pressées pour assurer une jonction solide.

Selon la norme NF EN 14080 (2013), la résistance d'un aboutage doit être assurée en comparant sa distance au nœud le plus proche et le diamètre du nœud en question : "En dehors de l'aboutage, la distance entre le bord d'un nœud et la base d'un aboutage à entures multiples ne doit pas être inférieure à trois fois le diamètre du nœud d, à moins qu'une procédure de classement approuvée ne soit utilisée et qu'il soit démontré par des essais qu'une résistance adéquate des aboutages à entures multiples est atteinte avec une plus faible distance minimale".

### Objectif

L'objectif du présent travail est de définir une méthode basée uniquement sur les données d'orientation des fibres obtenues par scan des surfaces planches pour effectuer les opérations de tronçonnage, en garantissant à la fois la résistance des aboutages et celle des courçons entre les aboutages dans le cas de bois de chêne de qualité secondaire. Cette approche vise à proposer une méthode automatisée et standardisée pour assurer la résistance des aboutages qui pourrait être plus cohérente et plus efficace que la méthode visuelle actuelle en particulier pour les bois feuillus.

## Matériel et Méthode

### Calcul de l'orientation des fibres dans un sciage

L'échantillonnage sur lequel s'est basé cette étude est constitué de deux lots de 572 mm de longueur en moyenne. Le premier lot de de pièces de section 19.5 × 69.5 mm² a été utilisé pour garantir une classe de résistance en traction nommée ici T11 et équivalent à D18 (classe de la norme (EN 338, 2016). Le second lot est lui de pièces de section 19.5 × 100 mm², et a été utilisé pour garantir une classe de résistance en traction nommée ici T14 et équivalent à D24. L'objectif est l'utilisation de bois de faible largeur, à faible coût économique pour la fabrication des produits bois collés tels que les lamelles aboutées. Un scanner industriel a été utilisé pour
analyser les planches. Comme proposé par Besseau (2021), l'angle de fibre 3D a été calculé en interpolant les angles planaires mesurés sur les faces et chants d'une planche de bois.

## Module élastique local basé sur l'orientation des fibres

En l'absence d'une méthode automatique et précise de différenciation entre la direction radiale et la direction tangentielle, un modèle isotrope transverse a été choisi. Le module d'élasticité longitudinal $E_0$ a été fixé à 95 % du percentile des résultats des essais de traction sur un lot de planches issues de la même ressource (Pot et al 2024), soit 14 620 MPa. Le choix de cette valeur rend les résultats des modules d'élasticité locaux modélisés cohérents avec les modules d'élasticité mesurés. La valeur de $E_0$ a néanmoins influencé les autres propriétés du matériau telles que le module d'élasticité transversal $E_{90}$ et le module de cisaillement $G_{LTrans}$. En effet, $E_{90}$ a été calculé comme la moyenne des rapports orthotropes ($E_R/E_L$ et $E_T/E_L$) donnés par Kretschmann (2010) pour le chêne blanc (Tab. 1) multipliée par $E_0$. $G_{LTrans}$, le module de cisaillement dans le plan isotrope transverse, a été calculé de manière similaire comme la moyenne des rapports orthotropes de Kretschmann ($G_{LT}/E_L$ et $G_{LR}/E_L$) multipliée comme précédemment par $E_0$. Le coefficient de Poisson transverse $v_{Trans}$, lui a été calculé comme la moyenne des coefficients de Poisson orthotropes de Kretschmann ($v_{LT}$ et $v_{LR}$). Le Tab. 1 résume les propriétés mécaniques utilisées. Ces propriétés permettent d'exprimer la matrice des complaisances [S] dans le repère local du matériau ($\vec{L}, \vec{Trans}$).

<table><caption>Tab. 1: Propriétés mécaniques du chêne selon (Kretschmann, 2010) Kretschmann (2010)) et propriétés mécaniques isotropes transverses simplifiées utilisées dans ce présent travail.</caption><thead><tr><th>E<sub>L</sub></th><th>E<sub>R</sub></th><th>E<sub>T</sub></th><th>G<sub>LR</sub></th><th>G<sub>LT</sub></th><th>v<sub>LR</sub></th><th>v<sub>LT</sub></th></tr><tr><td>(MPa)</td><td>(MPa)</td><td>(MPa)</td><td>(MPa)</td><td>(MPa)</td><td></td><td></td></tr></thead><tbody><tr><td><b>14000</b></td><td>2280</td><td>1010</td><td>1200</td><td>1100</td><td>0.37</td><td>0.43</td></tr><tr><td>E<sub>0</sub></td><td>E<sub>90</sub></td><td colspan="2">G<sub>LTrans</sub></td><td colspan="3">v<sub>LTrans</sub></td></tr><tr><td>(MPa)</td><td>(MPa)</td><td colspan="2">(MPa)</td><td colspan="3"></td></tr><tr><td><b>14620</b></td><td>1718</td><td colspan="2">1201</td><td colspan="3">0.4</td></tr></tbody></table>

$$[S] = \begin{bmatrix} \frac{1}{E_0} & -\frac{v_{TransL}}{E_{90}} & 0 \\ -\frac{v_{LTrans}}{E_0} & \frac{1}{E_{90}} & 0 \\ 0 & 0 & \frac{1}{G_{LTrans}} \end{bmatrix}$$

Pour chaque élément de la grille d'angles interpolés $\gamma_{xyz}$, la matrice des complaisances [S] a été obtenue par rotation en fonction de $\gamma_{xyz}$, afin d'obtenir la matrice des complaisances locales [S'] pour chaque position dans le système d'axes de l'échantillon ($\vec{x}, \vec{y}, \vec{z}$). Le module élastique local longitudinal (selon $\vec{x}$) est obtenu par inversion du premier terme de la matrice des complaisances [S)]. La rigidité locale longitudinale moyenne a été calculée pour chaque section transversale, tous les millimètres dans la longueur. Le module élastique axial apparent, $E_{a,BT}(x)$, est calculé comme la moyenne glissante harmonique de la rigidité locale, c'est-à-dire calculé comme la raideur équivalente des ressorts en série de raideurs individuelles (Pot et al. 2024) sur une longueur choisie de 90 mm (Olsson et al 2018, Briggert et al 2018). Le module $E_{a,BT}(x)$ minimum sur le profil de chaque planche est utilisée comme indicateur de la résistance à la traction, en supposant que la résistance est corrélée à cette rigidité minimum.

## Optimisation du tronçonnage des planches pour assurer la résistance des lamelles aboutées

La correspondance entre la résistance à la traction et l'indicateur de résistance à la traction utilisé a été obtenue sur la base de plus de 900 essais de sciages de bois de chêne (Pot et al 2024). Ces valeurs indicatrices de résistance exprimées ici en termes de modules élastiques
pourraient être aussi exprimées en termes d'angle moyen dans la section (Tab. 2). Des opérations de tronçonnage ont ensuite été réalisées en se basant sur cet indice pour déterminer les positions de tronçonnage optimales, assurant ainsi la résistance des morceaux de bois et des aboutages pour une classe de résistance donnée (Fig. 1).

<figure><img src="image_86.png" /><figcaption>Fig. 1 : Exemple d'application de l'algorithme de tronçonnage pour une classe de résistance T11. En vert les pièces conservées et en violet les pièces rejetées</figcaption></figure>

## Résultats et discussions

Les courçons obtenus ont été assemblés par aboutage à entures multiples dans l'usine des bois Profilés (71), et la méthode a été validée par des essais de traction (Fig. 2, Tab. 2). Les aboutages des planches de 19.5 × 69.5 mm² (classe T11) ont été testés à l'ENSAM de Cluny et celles de 19.5 × 100 mm² (classe T14), à FCBA de Bordeaux.

<figure><img src="image_87.png" /><figcaption>Fig. 2 : Distribution des résistances obtenues : à gauche les conditions d'essai et à droite, a) rupture dans l'aboutage ; b) rupture dans le bois</figcaption></figure>

<table><caption>Tab. 2 : Résultats des essais de traction des aboutages</caption><thead><tr><th>Classe</th><th colspan="2">T11</th><th colspan="2">T14</th></tr></thead><tbody><tr><td>Type de rupture</td><td>Bois</td><td>Aboutage</td><td>Bois</td><td>Aboutage</td></tr><tr><td>Résistance caractéristique cible (MPa)</td><td>11</td><td>16</td><td>14</td><td>19</td></tr><tr><td>Valeur seuil de l'indicateur E<sub>a,app</sub>(MPa)</td><td>6.55×10<sup>-3</sup></td><td>9.23×10<sup>-3</sup></td><td>8.58×10<sup>-3</sup></td><td>10.14×10<sup>-3</sup></td></tr><tr><td>Angle seuil de l'indicateur (°)</td><td>21.8</td><td>14.7</td><td>16.2</td><td>12.7</td></tr><tr><td></td><td colspan="2">183</td><td colspan="2">178</td></tr><tr><td>Nombre d'échantillons</td><td>120</td><td>63</td><td>105</td><td>73</td></tr><tr><td>Pourcentage de la population</td><td>69%</td><td>31%</td><td>59%</td><td>41%</td></tr><tr><td></td><td colspan="2">15.6</td><td colspan="2">19.4</td></tr><tr><td>Résistance caractéristique (MPa)</td><td>14.0</td><td>20.5</td><td>21.2</td><td>18.5</td></tr></tbody></table>
Les résultats obtenus démontrent que la méthode garantit effectivement les résistances attendues pour les classes spécifiées, ce qui est un indicateur fort de son efficacité. Pour les éprouvettes de la classe T11, la résistance caractéristique obtenue est 15.6 MPa, soit 0.4 MPa en dessous du seuil, alors que pour les éprouvettes de la classe T14, la résistance caractéristique obtenue est 19.4 MPa, soit 0.4 MPa au-dessus du seuil. La différence de résistance entre les ruptures dans les entures (20.5 MPa) et celles dans le bois (14.0 MPa) est significative pour les éprouvettes T11. La faible résistance s'explique par des ruptures fréquentes dans le bois de moindre qualité, souvent trop éloignées des entures pour être considérées comme liées à la résistance des aboutages. La supériorité de la classe T14 permet d'utiliser un bois de meilleure qualité, ce qui se traduit par des pièces de bois aux caractéristiques nettement supérieures, notamment en termes de résistance, dépassant ainsi celles obtenues par aboutage.

## Conclusions et perspectives

En se basant uniquement sur la mesure de l'orientation des fibres des sciages, cette méthode propose une approche innovante de gain de résistance ce qui pourrait transformer les pratiques industrielles actuelles. Des améliorations sont possibles, par exemple du fait que les profils ont été moyennés sur une longueur de 90 mm centrée, une pratique qui peut introduire des imprécisions dans la détermination des positions optimales de tronçonnage.

Des recherches supplémentaires pourraient se concentrer sur la quantification du rendement matière lors du tronçonnage, ce qui permettrait non seulement d'affiner la technique, mais aussi de démontrer sa viabilité économique dans un contexte industriel.

## Remerciements

Ce projet est en collaboration avec FCBA et est soutenu financièrement par l'ADEME au travers de deux projets de recherche TreCEffiQuaS et Feuillus CHOC, dont le but est de valoriser les essences feuillues secondaires dans la construction.

## Références

- Besseau B (2021) Contribution au développement de procédés innovants pour une transformation plus efficiente du chêne (These de doctorat). HESAM.

- Briggert A, Hu M, Olsson A, Oscarsson J (2018) Tracheid effect scanning and evaluation of in-plane and out-of-plane fibre direction in Norway spruce using. Wood and Fiber Science 50, 411-429.

- EN 338, 2016. Structural timber — Strength classes.

- Kretchmann D (2010) Mechanical Properties of Wood, in: Wood Handbook.

- NF EN 14080 (2013) Structures en bois - Bois lamellé collé et bois massif reconstitué - Exigences.

- Olsson A, Pot G, Viguier J, Faydi Y Oscarsson J (2018) Performance of strength grading methods based on fibre orientation and axial resonance frequency applied to Norway spruce (Picea abies L.), Douglas fir (Pseudotsuga menziesii (Mirb.) Franco) and European oak (Quercus petraea (Matt.) Liebl./Quercus robur L.). Annals of Forest Science 75, 102 p. https://doi.org/10.1007/s13595-018-0781-z

- Pot G, Viguier J, Besseau B, Lanvin J.-D, Reuling D (2024) Modelling tensile mechanical properties of oak timber from fibre orientation scanning for strength grading purpose, in: 11th Hardwood Conference. Presented at the 11th Hardwood Conference, Sopron, Hungary.
# Bio-inspired wooden hygro-actuators: bilayer structures

ARNOULD Vincent<fnref n="1" />,<fnref n="2" />, CHEN Shuoye<fnref n="1" />, MATSUO-UEDA Miyuki<fnref n="3" />, GRIL Joseph<fnref n="4" />,
JAAFARI Chaimaa<fnref n="2" />

**Key words:** Wood Bilayer; Hygro-actuated; Smart Building System; Sustainable Application

## Context and objectives

Wooden hygro-actuators are a sustainable solution for mechanisms that require cyclic movements. These actuators are inspired by natural phenomena. To adapt to their environment; many plants use hygroscopic movement which is a shape changing movement that does not consume energy (Zhan et al 2023). This hygroscopic movement can be reproduced thanks to wooden bilayer structures using the differential shrinkage and swelling of wood.

The bilayer is a wooden structure which uses the differential shrinkage and swelling between two linked pieces of wood in order to make the system curve (Fig. 1). This differential shrinkage is created by choosing two wooden layers from different spices of wood with different shrinkage rate and by using pieces with the direction of the fibers orthogonal from one to the other, which allows, when the relative humidity changes, one layer cut along the tangential direction (called active layer) to shrink more than the other layer cut along the longitudinal direction (called the passive or resistive layer).

<figure><img src="image_88.png" /><figcaption>Fig. 1: Bilayer concept</figcaption></figure>

The aim of the following research, in collaboration between Kyoto University and the Japanese company Kozo Keikaku Engineering, is to develop a triangular system of bilayer structures equipped with a fabric that will extend to produce shadow when humidity is low, i.e. when the sun is high during the day, without requiring an energy supply to operate.

<footnote n="1">¹Research Institute for Sustainable Humanosphere, Kyoto University, Japan</footnote>

<footnote n="2">²Polytech Clermont, Université Clermont Auvergne, Clermont-Ferrand</footnote>

<footnote n="3">³Faculty of agriculrure, Kyoto University, Japan</footnote>

<footnote n="4">⁴Université Clermont Auvergne, CNRS, Institut pascal, Clermont-Ferrand
vincent.arnould2@gmail.com</footnote>
The final aim of the project consists of assembling several triangle frames (Fig. 2a) into a large structure which could be used as a facade in front of a building (Fig. 2b). This facade would bring sunlight and air into the building by autonomously adjusting the solar shading area by letting in or blocking light in response to changes in relative humidity during the day. The goal of this present research is to study the feasibility of the smart umbrella project by studying the behavior of some prototypes and by studying the impact of a long period of use on the mechanical properties of the bilayers. The objective is to lead experiments which aim to characterize the wood used (hygroscopic and mechanical behavior) and the behavior of the prototypes in outdoor situations and controlled environments.

<figure><img src="image_89.png" /><figcaption>Fig. 2: Project : (a) Prototype ; (b) application concept (Yucel et al 2023).</figcaption></figure>

## Material and methods

Four prototypes of frames were considered and equipped with two different types of fabric (Fig. 3), one rigid and thick, the other one very flexible and thin, in order to test them and compare their behavior. Two methods were used to assemble the fabric on the bilayers: the use of adhesive (frame 1) and the use of staples (frame 2 and 4).

<figure><img src="image_90.png" /><figcaption>Fig. 3: The four prototypes. 1: Fabric: glass fiber coated with polyvinyl chloride (0.53 thick), assembled using adhesive. 2: Fabric: glass fiber coated with polyvinyl chloride (0.53 thick), assembled using stapler. 3: No fabric. 4: Fabric: polyester, assembled using a stapler.</figcaption></figure>
The frames were left outside for eight days and filmed with a camera (TLC 200 from Brinno, Format JPEG 1280x720) taking one picture every five minutes (pictures examples on Fig. 4) with humidity and temperature sensors. The images were analyzed by a deep learning model, based on the work of Olaf Ronneberger (U-Net) (2015), which, after training, is able to measure the curvature of each bilayer for each picture.

<figure><img src="image_91.png" /><figcaption>Fig. 4: Pictures taken by the camera: (a) Prototype closed (RH80%); (b) Prototype open (RH30%)</figcaption></figure>

## Results and discussion

The results (Fig. 5) show that the curvature of the frames follows the same trend as the evolution of the outside relative humidity, which was expected. Moreover, there are some differences between the curvature of each frame. The maximum curvature (highly visible on the morning of the three first days) is the largest for frame 3, then frame 4, and finally frame 1 and 2. This shows that the rigid fabric is restraining the movement of frames 1 and 2, whereas frame 4 with the elastic fabric has a larger curvature that is smaller than that of frame 3 which has no fabric. In addition, when the humidity is lower than 45% (humidity aimed for flat state) the bilayer is supposed to curve in the opposite direction, however at the end of the afternoon, this reverse curvature was visible only for frame 3 (no fabric), thus the frames with fabric cannot curve in the other direction, indeed the fabrics being not very elastic, it prevents the frames to curve in the other direction, which may create some internal forces that could damage the prototype in the long-term.

As the final product is supposed to be used outside for a long time, the long-term behavior of the prototype is important. In order to characterize the behavior of the bilayers during time, four bilayers were subjected to a one-month experiment in a controlled chamber. The chamber was set in a way that the relative humidity inside follows an evolution close to the evolution of the outside humidity for one day, and this cycle was repeated every day for 26 days. The four bilayers were put in the chamber with the same camera used during the outside experiment, a picture was taken every five minutes, and the curvature was measured with the deep learning model. Thus, the results obtained on Fig. 6 display a decrease in the maximum curvature reached by the bilayers every cycle. This decrease is very small (less than 5% after 26 cycles) so it does not compromise the use of the prototype, however, tests on a longer period (6 months or one year) would be interesting to conduct, in order to see if the decrease continues or if the value of the maximum curvature stabilizes from a certain number of cycles.
<figure><img src="image_92.png" /><figcaption>Fig. 5: Results for the eight days outdoor experiment.</figcaption></figure>

<figure><img src="image_93.png" /><figcaption>Fig. 6: Evolution of the maximum curvature of the bilayers according to the number of cycles undergone.</figcaption></figure>

Finally, although the long-term behavior of the bilayers is not clearly known, the prototypes are working, the cycle of opening and closing of the frames follows the natural cycle of humidity outside as intended. Regarding the assembling of the fabric on the frame, two methods have been tested: the use of adhesive and the use of a stapler. The adhesive gives a good and reliable result however, the glue takes some time to dry and the fabric has to be held against the wood while the glue is drying, which is not suitable for an industrial process. On the other hand, the use of a stapler is more efficient and quicker but the staples, when put in wood, can damage the prototype and create some cracks in the wood. To improve the assembling method, a way of putting the staples that prevents any cracks from appearing should be designed in order to have a reliable and efficient process.

## References

Ronneberger O, Fisher P, Brox T (2015) U-Net: Convolutional Networks for Biomedical Image Segmentation.

Yucel M, Sugiyama J, Isoda H, Matsuo M, Nakagawa T, Chen S, Rui L (2023) Design, Fabrication and Full-Scale Experiment of a Prototype That Utilizes the Plant Characteristics.

Zhan T, Rui L, Zhiting L, Hui P, Jianxiong L (2023) From adaptive plant materials toward hygro-actuated wooden building systems: A review.
# Caractérisation élastique complète d'un petit échantillon de bois par interférométrie laser

TOULGOAT Killian¹, SAPEY Grégoire¹, LAUX Didier¹, AUGEREAU Franck¹, ARNOULD Olivier², ROSENKRANTZ Eric¹

¹IES, Université de Montpellier, CNRS, Montpellier, France

²LMGC, Université de Montpellier, CNRS, Montpellier, France

killian.toulgoat@umontpellier.fr

**Mots clefs** : bois ; caractérisation ultrasonore ; comportement élastique ; matériau orthotrope ; vitesses de phase et de groupe ; interféromètre laser

## Introduction

Le génie mécanique, en particulier le domaine du transport, a besoin de matériaux très techniques qui ont souvent un impact environnemental élevé causé par leur composition (propriétés effectives moyennes), leur extraction ou leur processus de transformation énergivore. Le bois, ressource naturelle connue pour son excellent rapport propriétés mécaniques/densité, représente une des solutions aux enjeux climatiques actuels, notamment dans le domaine de l'éco-construction mais aussi pour le génie mécanique (Castanié et al 2024). Actuellement, le manque de connaissance des propriétés mécaniques dans toutes les directions d'orthotropie d'une pièce de bois est un obstacle à l'utilisation plus systématique du bois dans la construction et le génie mécanique. Cette méconnaissance est due à la complexité de ce matériau organique, en particulier sa grande variabilité intra et inter-espèces. La nature organique du bois implique que sa composition ne peut pas être finement contrôlée et qu'une grande hétérogénéité, telle que des nœuds, des gradients hydriques ou un mauvais alignement des fibres (angle de fil) peuvent se produire. Chaque pièce en bois nécessite une caractérisation approfondie avec une méthode rapide et robuste pour prédire son comportement viscoélastique tridimensionnel. Pour y parvenir, nous proposons d'optimiser, voire d'adapter, les méthodes ultrasonores déjà existantes à la complexité du bois. Une nouvelle méthode expérimentale est ainsi proposée pour caractériser entièrement un petit échantillon de bois en mesurant les champs de vitesses acoustiques à sa surface.

## Contexte et objectifs

La méthode ultrasonore usuelle consiste à mesurer la vitesse dans les directions principales des échantillons. Cette méthode est souvent appliquée en utilisant plusieurs échantillons usinés suivant différentes orientations afin d'avoir les faces nécessaires sur lesquelles placer l'émetteur et le récepteur pour effectuer une mesure en transmission. Malheureusement, ces mesures ne permettent généralement de déterminer avec précisions que les coefficients diagonaux de la matrice de rigidité et, lorsque les coefficients sont mesurés sur différents échantillons, ils sont impactés par la variabilité du bois. Des méthodes d'analyse modale, telles que la RUS (Resonant Ultrasound Spectroscopy), sont également utilisées car elles permettent en général d'identifier plus de coefficients élastiques sur un même échantillon. Toutefois suivant la géométrie de l'échantillon, en raison du manque de sensibilité de la mesure à certains coefficients, seuls certains termes diagonaux de la matrice de rigidité (en particulier les modules de cisaillement) peuvent être estimés avec précision (Longo et al 2018).
## Matériel et méthode expérimentale

Les mesures ont tout d'abord été effectuées pour déterminer la matrice de rigidité d'un échantillon isotrope transverse et d'un échantillon orthotrope. L'échantillon isotrope transverse est un composite à matrice époxy contenant des fibres de verre. Ce composite est utilisé pour valider la méthode expérimentale. L'échantillon orthotrope est un cube de hêtre de 20 mm de côté et de densité 668 kg/m³ à l'ambiante. S'agissant de premières mesures équivalent à des tests, aucune mesure d'hygrométrie n'a été effectué sur l'échantillon de bois. L'excitation acoustique est induite par un transducteur piézoélectrique (Sonaxis CMP83) avec une fréquence centrale de 2 MHz et une taille d'élément nominale de 6 mm de diamètre. Le transducteur est excité par un générateur d'impulsion (JSR modèle DPR300). Le transducteur est placé sur un sommet de l'échantillon. Les ondes acoustiques sont transmises à l'échantillon par une goutte de miel (utilisé comme agent de couplage) et leur déplacement est mesuré sur toute une face de l'échantillon à l'aide d'un interféromètre laser (Polytec OFV-5000). En effet, grâce à l'effet Poisson, toutes les ondes acoustiques ont une composante normale à la face, même les ondes de compression, ce qui permet de les mesurer avec l'interféromètre laser. En balayant la surface avec ce laser, on capture ainsi la propagation des fronts d'onde, ce qui permet d'estimer leurs vitesses. La position des points de mesure laser, correspondant aux récepteurs, est contrôlée par une plateforme motorisée avec une précision en déplacement de 1 µm. Enfin, la vitesse de l'onde de compression est déterminée pour chaque angle en calculant le temps de vol relatif entre la source ponctuelle et chaque récepteur pour une direction de propagation donnée. La source et les récepteurs étant placés avec précision, l'incertitude sur la mesure de la vitesse est faible (de l'ordre de ± 100 m/s).

## Résultats

Lors des mesures expérimentales ultrasonores, il peut y avoir une ambiguïté concernant la vitesse mesurée. En effet, il existe la vitesse de groupe, qui est la vitesse du trajet direct entre la source et le récepteur, et la vitesse de phase qui correspond à la vitesse du front d'onde. Ces deux vitesses ont été tracées sur la Fig. 1.

<figure><img src="image_94.png" /><figcaption>Fig. 1 : Comparaison des vitesses ultrasonores dans un échantillon de hêtre dans le plan LT obtenues à partir des modèles analytiques des vitesses de phase et de groupe en utilisant les équations de Christoffel (Mavko et al 2009) et les coefficients mesurés par Bucur et Archer (1984)</figcaption></figure>

On observe un écart important entre la vitesse de groupe et la vitesse de phase. Cet écart est d'autant plus important que la direction de propagation ne correspond pas à une direction principale. En effet, dans le sens du fil (0° ou 180°) ou perpendiculairement au fil (90°), la vitesse de phase est égale à la vitesse de groupe. Dans notre cas, une vitesse de groupe est mesurée expérimentalement sans ambiguïté, car la source et les récepteurs sont ponctuels. En effet, le contact entre la source et l'échantillon se fait en un point (un des sommets) et la
dimension des récepteurs est celle de la tâche focale du laser mesurant plusieurs centaines de micromètres de diamètre. Cette ambiguïté entre les deux vitesses pose souvent des problèmes d'interprétation des mesures dans les milieux anisotropes (Dellinger et Vernik 1994).

La première série de mesures a été effectuée dans le plan longitudinal tangentiel (LT) du cube de hêtre. La vitesse des ultrasons en fonction de la direction de propagation est donnée sur la Fig. 2. Les données expérimentales sont comparées aux vitesses de groupe calculées analytiquement à partir des équations de Christoffel (Mavko et al 2009) en utilisant la review des coefficients de rigidité du hêtre donnée dans Longo et al (2018). A partir des coefficients extrema, l'intervalle de confiance des vitesses a été tracé sur la Fig. 2.

<figure><img src="image_95.png" /><figcaption>Fig. 2 : Comparaison des vitesses ultrasonores expérimentales d'un échantillon de hêtre dans le plan LT avec les données recensées dans la littérature (Longo et al 2018) ; les barres d'erreur sont représentées à une fois les écarts-types</figcaption></figure>

Les vitesses expérimentales ont été ajustées par méthode inverse, la courbe ajustée est tracée sur la Fig. 3. L'initialisation est donnée par le modèle de Guitard et El Amri (1987) qui permet d'estimer les coefficients de la matrice de rigidité (Tab. 1) pour un échantillon de feuillus à partir de sa masse volumique. Les coefficients de la matrice de rigidité qui permettent d'ajuster les données expérimentales via l'identification inverse sont donnés dans le Tab. 1 également.

<figure><img src="image_96.png" /><figcaption>Fig. 3 : Ajustement de la courbe expérimentale par méthode inverse à partir des coefficients élastiques donnés par le modèle de Guitard et El Amri (1987)</figcaption></figure>
<table><caption>Tab. 1 : Coefficients de la matrice de rigidité (en GPa) donnés par le modèle de Guitard (1987) et obtenus par ajustement des données expérimentales d'un échantillon de hêtre dans le plan LT (Fig. 3)</caption><thead><tr><td>Coefficients de la matrice de rigidité (GPa)</td><td>Modèle de Guitard – initialisation (GPa)</td><td>Identification par méthode inverse (GPa)</td></tr></thead><tbody><tr><td>C<sub>TT</sub></td><td>1,57</td><td>1,08</td></tr><tr><td>C<sub>LL</sub></td><td>16,09</td><td>14,29</td></tr><tr><td>C<sub>LT</sub></td><td>1,15</td><td>1,28</td></tr><tr><td>G<sub>LT</sub></td><td>1,02</td><td>0,99</td></tr></tbody></table>

## Conclusion et perspectives

Ce résumé présente une nouvelle méthode de caractérisation des propriétés mécaniques des échantillons bois. La méthode s'appuie sur la mesure de la propagation du front d'onde ultrasonore en différents points de l'une des surfaces de l'échantillon. La vitesse des ondes de compression est mesurée dans l'un des plans d'anisotropie. On peut noter que, en fonction des conditions expérimentales, il est très important d'adapter le modèle analytique. Dans le cas de la méthode présentée dans ce résumé, la vitesse mesurée est celle de groupe. Une limitation est que cette méthode expérimentale est actuellement appliquée à de petits échantillons de bois coupés loin de la moelle et bien orientés. Cela nous permet de supposer une symétrie orthotrope cartésienne plutôt qu'un comportement orthotrope en repère cylindrique. Une comparaison entre les données expérimentales et la vitesse analytique dans le plan LT d'un échantillon cubique de hêtre montre le potentiel de cette méthode pour déterminer l'ensemble de la matrice de rigidité par méthode inverse.

## Remerciements

Nous remercions la Région Occitanie et l'Ecole Doctorale I2S (Université de Montpellier) pour leur soutien financier au projet WooFIE.

## Références

* Bucur V, Archer RR (1984) Elastic constants for wood by an ultrasonic method. Wood Science and Technology, 18(4), p. 255-265.

* Castanié B, Peignon A, Marc C, Eyma F, Cantarel A, Serra J, Curti R, Hadiji H, Denaud L, Girardon S, Marcon B (2024) Wood and plywood as eco-materials for sustainable mobility: A review, Composite Structures, 329: 117790.

* Dellinger J, Vernik L (1994) Do traveltimes in pulse-transmission experiments yield anisotropic group or phase velocities? Geophysics, 59(11), p. 1774-1779.

* Guitard D, El Amri F (1987). Modèles prévisionnels de comportement élastique tridimensionnel pour les bois feuillus et les bois résineux. Annales des Sciences Forestières, 44(3), p. 335-358.

* Longo R, Laux D, Pagano S, Delaunay T, Le Clézio E, Arnould O (2018) Elastic characterization of wood by Resonant Ultrasound Spectroscopy (RUS): A comprehensive study, Wood Science and Technology, 52, p. 383-402.

* Mavko G, Mukerji T, Dvorkin, J (2009) Elasticity and Hooke's law. In: The rock physics handbook, second edition. Cambridge University press, p. 21-80.
# Coefficients of friction between dowel-type fasteners and wood in timber connections

REMOND Valentine¹, HO Ai Phien², SEIM Werner², MOUTOU PITTI Rostand¹,³

¹Université Clermont Auvergne, Clermont Auvergne INP, CNRS, Institut Pascal, F-63000, Clermont-Ferrand, France

²Dpt. of Building Rehabilitation and Timber Engineering, University of Kassel, Germany

³CENAREST, IRT, BP14070, Libreville, Gabon
valentine.remond2002@gmail.com

**Key words:** Extended Model; dowel-type; rope effect; friction; coefficient of friction

## Context and objectives

Dowel-type fasteners (namely screws, bolts, dowels, nails, and staples) are widely used in structures. In Eurocode 5, their design is based on the European Yield Model proposed by Johansen (Johansen 1949). It was assumed that failure occurs either because of embedment failure in the wood, or because of a combination of embedment failure and plastic hinges in the fastener. The characteristic load-carrying capacity per shear plane per fastener $F_{v,Rk}$ is estimated by taking the minimum value of all the failure modes. For failure modes involving an inclination of the fastener, the term $\frac{F_{ax,Rk}}{4}$ is added to represent the contribution to the rope effect. Indeed, when a connection is laterally loaded, a tensile force is created along the fastener. For fasteners capable of withstanding this force, such as those with threads or nuts and washers, the resistance of the connection can be strongly increased. The tensile force generates friction in the connection, either between the two connected elements or between the fastener and the surrounding wood. The latter is not considered in Eurocode 5. In fact, the $\frac{1}{4}$ factor only corresponds to a wood-to-wood coefficient of friction (COF).

The Extended Model was developed to provide a more realistic representation of the lateral load carrying capacity of wood-to-steel connections using screws or profiled nails (HO 2023). In this new model, the tensile force along the fastener is calculated for profiled nails and for the smooth part of partially threaded screws, by using a wood-to-steel COF. This coefficient is the focus of the present report.

Wood-to-steel COF have already been studied previously, but usually with methods involving the friction of two flat surfaces. Here, a different test setup was used, to specifically study friction at embedment failure area. The influence of several parameters on the COF was studied. Different types of nails were used, including smooth, profiled, and corroded nails; different types of wood, such as structural wood C24, Laminated Veneer Lumber (LVL), and Oriented Strand Board (OSB) with two directions of the surface fibres; different moisture contents (MC) of the wood specimens; and different nail diameters.

## Material and methods

A biaxial testing machine was used where both the contact force $F_N$ and the pull-out force $F_f$ can be measured simultaneously. Two parts of a wood specimen are placed on a wood block (6) (Fig. 1). A nail is placed vertically between the two parts of the specimen and the head of the nail is held by a hollow element (5). The block (6) is drilled in the centre so that the nail is only in contact with the wood specimen and no additional friction occurs. Four steel plates (7)
are used to prevent the specimen from moving. By turning a spanner, a socket screw (1) is tightened until $F_N$ is applied. This socket screw is threaded into a fixed steel plate (2) and pressed on a load cell (3). The load cell is connected to a sliding steel plate (4), which transmits $F_N$ to the wood specimen and subsequently to the nail. As a result, the nail is pressed between the two wood elements. Then, the nail is extracted from the wood as the lower section of the machine moves downward. Before each test, the nail was pre-pressed against the wood.

<figure><img src="image_97.png" /><figcaption>Fig. 1 : Test setup for the determination of coefficients of friction</figcaption></figure>

During a test, different contact loads were applied in stages to reproduce realistic conditions (eq. 1). They were chosen as a percentage $\alpha$ of the embedment strength of the wood specimen $f_{h,k}$, with $\alpha$ between 0.2 and 1.1, $d$ the nail's diameter and $t$ the thickness of the wood specimen.

$$ (F_N = \alpha \cdot f_{h,k} \cdot d \cdot t) \qquad (1) $$

For each $F_N$, a pull-out force was gradually applied until a 5mm displacement of the nail. At the end of a friction test, different COF values were obtained, each corresponding to one contact load. The COF $\mu$ was determined with equation 2.

$$ (\mu = \frac{F_f}{2 \cdot F_N}) \qquad (2) $$

## Results and discussion

Tab. 1 summarizes the results for each parameter configuration. COF between 0.1 and 0.3 were obtained for tests with smooth nails, but COF up to 0.8 were found with profiled nails. The high variability in the results is likely due to differences in density between the tested specimens, as well as the presence of knots. The least dense specimens had darker and deeper nail prints than the denser wood (Fig. 2), and the COF was higher.
## Contact force

In Tab. 1, mean COF values are presented for each contact force. It is yet interesting to examine how $F_N$ affects the COF. For tests with OSB, no significant influence was observed, which seems consistent. However, for tests with C24 and LVL, for example in Fig. 3, the COF slightly increased with $F_N$. This behaviour can be linked to an increase in the size of the print with the contact force despite the pre-pressing of the wood. Indeed, the wood was usually pre-pressed at a load level lower than the maximum contact force applied during a test.

<figure><img src="image_98.png" /></figure>

fig. 2 : Example of a C24 specimen after test

<figure><img src="image_99.png" /><figcaption>fig. 3 : Mean COF between C24 and 6.0 mm nails</figcaption></figure>

fig. 2 : Example of a C24 specimen after test

<table><caption>Tab. 1 : Results of the test campaign : mean COF and COV</caption><thead><tr><th>Nail (-)</th><th>Wood (-)</th><th>d (mm)</th><th>u (%)</th><th>n (-)</th><th>F<sub>N</sub> (kN)</th><th>μ<sub>mean</sub> (-)</th><th>COV (%)</th></tr></thead><tbody><tr><td rowspan="24">Smooth</td><td rowspan="9">C24</td><td rowspan="3">3.1</td><td>10.7</td><td>2</td><td>0.5-0.8-1.1</td><td>0.092</td><td>9.7</td></tr><tr><td>15.4</td><td>10</td><td>0.5-0.8-1.1</td><td>0.107</td><td>36.0</td></tr><tr><td>73.6</td><td>10</td><td>0.5-0.8-1.1</td><td>0.178</td><td>28.3</td></tr><tr><td rowspan="3">4.5</td><td>10.7</td><td>3</td><td>0.6-1.0-1.4</td><td>0.132</td><td>19.2</td></tr><tr><td>15.4</td><td>10</td><td>0.6-1.0-1.4</td><td>0.167</td><td>26.2</td></tr><tr><td>73.6</td><td>10</td><td>0.6-1.0-1.4</td><td>0.272</td><td>35.5</td></tr><tr><td rowspan="3">6.0</td><td>10.7</td><td>2</td><td>0.8-1.3-1.8</td><td>0.177</td><td>20.4</td></tr><tr><td>15.4</td><td>10</td><td>0.8-1.3-1.8</td><td>0.246</td><td>70.8</td></tr><tr><td>73.6</td><td>10</td><td>0.8-1.3-1.8</td><td>0.393</td><td>22.3</td></tr><tr><td rowspan="3">LVL</td><td>3.1</td><td>9.9</td><td>10</td><td>0.6-1.1-1.5-1.9</td><td>0.142</td><td>18.0</td></tr><tr><td>4.5</td><td>9.9</td><td>10</td><td>1.5-2.5-3.6-4.6</td><td>0.344</td><td>19.8</td></tr><tr><td>6.0</td><td>9.9</td><td>10</td><td>2.0-3.4-4.7-6.1</td><td>0.345</td><td>24.5</td></tr><tr><td>OSB //</td><td>3.1</td><td>9.6</td><td>10</td><td>0.6-0.9-1.3-1.6</td><td>0.151</td><td>9.6</td></tr><tr><td>OSB ⊥</td><td>3.1</td><td>9.6</td><td>10</td><td>0.6-0.9-1.3-1.6</td><td>0.138</td><td>12.3</td></tr><tr><td rowspan="2">Profiled</td><td>C24</td><td>4.0</td><td>15.4</td><td>5</td><td>1.0</td><td>0.804</td><td>7.4</td></tr><tr><td>OSB</td><td>4.0</td><td>9.6</td><td>5</td><td>1.7</td><td>0.399</td><td>10.8</td></tr><tr><td rowspan="2">Corroded</td><td rowspan="2">C24</td><td>3.1</td><td>10.7</td><td>2</td><td>0.5-0.8-1.1-1.4</td><td>0.355</td><td>7.5</td></tr><tr><td>4.5</td><td>10.7</td><td>6</td><td>0.5-0.8-1.1-1.4</td><td>0.596</td><td>4.1</td></tr></tbody></table>

## Diameter

No influence of the diameter was expected, since the COF is a coefficient that depends on the surfaces in contact. Nevertheless, the COF increased significantly with nail diameter, nearly doubling between 3.1mm and 6.0mm smooth nails in structural wood. Unlike friction tests with flat surfaces, the radius of curvature is different depending on the diameter, which might result in differences in the stress distribution at the surface of the nail. Yet, it is strange that no influence is visible for tests with OSB specimens.
### Moisture content

An increase in the COF with the MC was found. This is consistent with most of literature. But, unlike tests with flat surfaces, a difference in the depth of the prints could be observed depending on the specimen's MC, since wood is more deformable when the MC is higher.

### Surface roughness

To characterize the surface of some smooth and corroded nails, a roughness parameter $R_a$ was measured, which is an arithmetic mean value of their roughness profile. $R_a$ for smooth nails was about one third of $R_a$ for corroded nails. Moreover, the COF for smooth nails was about one-quarter of the COF for corroded nails. A higher COF with corroded nails suggests that the rope effect will be more pronounced in a connection where the nails have corroded. Therefore, the lateral load carrying capacity of an old joint could be greater compared to a new one.

### Friction between wood and profiled nails

An assumption made in the Extended Model that profiled nails would be governed by friction was also experimentally confirmed. The behaviour at the beginning of the nail's displacement is unclear and might be characterized by a withdrawal strength, like screws. Indeed, the ratio between $F_f$ and $F_N$ was not constant. But, for displacements greater than 5.0 to 10 mm, wood fibres are extracted from the wood specimen, and friction was observed.

### Conclusion and perspectives

In this study a strong impact of wood heterogeneities and variability on the COF was observed. A numerical study would be interesting to precisely investigate the stress distribution at the wood-to-steel interface.

Knowing the strong impact of some parameters on the COF, such as the nail's roughness or the moisture content of the wood, highlights the importance of having practical and precise COF to obtain a realistic idea of the lateral load-carrying capacity of a connection. Contrary to what is currently used in Eurocode 5, it seems too conservative to neglect wood-to-steel friction in the design of timber connections. Further work would be needed to understand the impact of wood-to-steel friction compared to wood-to-wood friction in the rope effect.

### Acknowledgements

We would like to express our thanks to the entire team of the “Bauwerkserhaltung und Holzbau” department at the University of Kassel

### References

* Ho P (2023) Tragfähigkeit von scherbeanspruchten Stahl-Holz-Verbindungen mit profilierten Nägeln und Schrauben, Master thesis, University of Kassel, 97p

* Johansen K. W (1949) Theory of timber connections, International Association for Bridge and Structural Engineering.
# Effet du vieillissement sur la tenue mécanique des joints du bois lamellé-collé

GREFFIER Guilhem, ESPINOSA Luis, EYMA Florent, PERRIN Marianne

Institut Clément Ader (ICA) ; Université de Toulouse ; CNRS, UPS, INSA, ISAE-SUPAERO, IMT Mines Albi ; 3 rue Caroline Aigle, 31400 Toulouse, France
guilhem.greffier@iut-tarbes.fr

**Mots clefs** : Durabilité ; Bois Lamellé Collé ; Ouvrages d'art ; Cisaillement

## Introduction

Dans le contexte environnemental actuel, l'utilisation du matériau bois apparaît comme un des leviers qui permettra de réduire le bilan carbone du secteur de la construction. En effet, ce secteur d'activité est une des principales sources d'émissions de CO2 mondiales (Baude et al 2022). Un changement dans l'utilisation des matériaux est donc indispensable pour atteindre l'objectif de neutralité carbone fixé pour 2050 par la Stratégie Nationale Bas Carbone (Cerema 2021, IEA 2019). Afin de répondre à ces exigences l'utilisation de bois dans les ouvrages est une piste de développement intéressante. Pour ce faire, le bois Lamellé Collé LC, constitué de lamelles de bois aboutées et collées entre elles, permet de créer des portées et des sections adaptées à la plupart des ouvrages d'arts de petite longueur (inférieure à 50m) (Glulam Handbook 2018, Le Roy 2013).

A ce jour, le comportement à long terme du bois LC, particulièrement en extérieur, n'est pas suffisamment documenté (Ehrhart et al 2021). Les coefficients de sécurité appliqués au bois lamellé-collé dans l'Eurocode 5 sont issus d'études sur du bois massif (AFNOR 2005a, 2005b, Racher et al. 1996) et ne prennent donc pas en compte la spécificité de ce matériau avec notamment la présence de joints de colle.

Dans ce cadre, des essais actuellement en cours sur le site de l'IUT de Tarbes se concentrent sur l'évolution de la tenue au cisaillement des joints de colle exposés en conditions extérieures. Ces essais proposent également une instrumentation spécifique avec un suivi en continu des sollicitations hygromécaniques. L'objectif de ce travail est donc d'explorer le lien entre les mesures de déformations internes issues des variations d'humidités, mesurées via l'instrumentation des éprouvettes et l'évolution de la résistance au cisaillement des joints de colle.

## Matériel et méthodes

### Vieillissement du bois LC

Une campagne d'essais en extérieur a été initiée en août 2020 pour une durée de 5 ans. 198 éprouvettes en bois LC constituées de trois lamelles de Douglas collées avec de la colle polyuréthane ont été fabriquées. L'essence de Douglas a été choisie car elle fait partie des plus courantes dans l'industrie du lamellé collé pour une utilisation en structure extérieure.

Les éprouvettes mesurent 480 mm de long pour une section de 30x30mm. Ces sections ont été définies selon la norme EN408 (AFNOR 2012). Trois scénarios de vieillissement distincts sont étudiés, 66 éprouvettes sont exposées en conditions extérieures avec une charge de 60 daN en flexion 4 points, 66 éprouvettes sont exposées à l'extérieur sans chargement et 66 éprouvettes sont conservées dans une pièce à température et humidité régulée comme référence. 6
éprouvettes de chaque série sont équipées du système d'instrumentation développé dans notre laboratoire (Uwizeyimana et al 2020) permettant d'avoir un suivi de l'humidité et des déformations dans le bois LC.

## Instrumentation

L'instrumentation des éprouvettes (Fig. 1) consiste en 3 mesures d'humidité par l'intermédiaire de capteurs résistifs de types patchs et de deux jauges de déformation disposées de part et d'autre du joint de colle permettant de mesurer les déplacements différentiels entre deux lamelles. L'épaisseur des jauges ne permet pas de les coller sur le même plan transversal de part et d'autre du joint de colle sans risquer de fragiliser l'éprouvette. Elles ont donc été positionnées à la même distance du bord de chaque côté des éprouvettes. Les données récoltées sur site sont transmises par radio pour être exploitées depuis un PC à distance grâce à une interface dédiée (Greffier et al 2022).

<figure><img src="image_100.png" /><figcaption>Fig. 1 : Systèmes intégrés de suivi des paramètres de vieillissement du bois lamellé collé</figcaption></figure>

## Essais de cisaillement

Tous les 6 mois, 6 éprouvettes chargées et 6 éprouvettes non-chargées sont caractérisées. 5 éprouvettes de chaque cas sont testées en flexion et une éprouvette est débitée en 14 échantillons cubiques de 30 mm de côté. Le joint de colle supérieur de ces échantillons est testé en cisaillement comme illustré sur la Fig. 2. Les essais de cisaillement sur le joint de colle sont réalisés en suivant les recommandations de l'annexe D de la norme NF 14080 (AFNOR 2013).

<figure><img src="image_101.png" /><figcaption>Fig. 2 : Dispositif d'essais en cisaillement</figcaption></figure>

L'effort et le déplacement sont mesurés via la cellule de charge et le déplacement de la traverse de la machine d'essais. Le calcul de la résistance au cisaillement du joint de colle est déterminé par l'équation 1 :
$$ \sigma_v = \frac{Fv_{max}}{A} \qquad (1) $$

avec :

- $\sigma_v$ : la résistance au cisaillement du joint de colle (en MPa);

- $Fv_{max}$ : la charge à la rupture (en N);

- A : la surface de cisaillement (en mm²).

Le taux de délamination, qui est un outil couramment utilisé pour évaluer la tenue d'un joint de colle aux sollicitations hygromécaniques dans le bois, est également mesuré selon les exigences de la NF EN 14080 (AFNOR 2013). Le taux de délamination d'un joint de colle correspond au rapport entre la longueur de joint délaminée et la longueur totale du joint de colle sur les deux faces de l'échantillon d'essai. Il est calculé comme suit (Equation 2) :

$$ Délam = \frac{l_{tot,delam}}{l_{tot,joint de collage}} \cdot 100 \qquad (2) $$

avec :

- $l_{tot,delam}$ : la longueur de joint délaminé sur les deux faces en bout de l'échantillon (en mm);

- $l_{tot,joint de collage}$ : la longueur totale de joint sur les deux faces en bout de l'échantillon (en mm);

- Délam : le taux de délamination (en %).

## Résultats

### Evolution des déformations différentielles

Le suivi des déformations mesurées par l'intermédiaire des jauges positionnées de part et d'autre des joints de colle montre des déformations équivalentes entre les jauges pour les premiers mois de suivi. Nous observons ensuite deux principaux cas de figures pour l'évolution des déformations différentielles.

Le premier cas de figure a été constaté sur 3 éprouvettes, sur lesquelles on peut observer un accroissement des déformations différentielles lors des phases d'humidification avec la courbe verte au-dessus de la courbe orange dans les phases humides (cercles verts sur la Fig. 3). Lors des phases de séchages (cercles rouges sur la Fig. 3) les déformations différentielles reviennent à leur état initial.

<figure><img src="image_102.png" /><figcaption>Fig. 3 : Evolution de la déformation de la lamelle supérieure (J1, en vert) et de la lamelle intermédiaire (J2, en orange) sur 20 mois (Eprouvette 1)</figcaption></figure>
Pour le second cas de figure, nous constatons là encore un accroissement des déformations différentielles lors des phases d'humidification. Cependant, il semble que la répétition des cycles de retrait/gonflement entraine un déplacement irréversible d'une lamelle par rapport à l'autre. Sur la Fig. 4 (repère A), lors du premier cycle saisonnier, entre août 2021 et août 2022, le comportement des deux jauges est analogue à celui constaté pour le premier cas de figure.

<figure><img src="image_103.png" /><figcaption>Fig. 4 : Evolution de la déformation de la lamelle supérieure et de la lamelle intermédiaire: Jauge supérieure J1 en vert, Jauge inférieure J2 en orange (Eprouvette 2)</figcaption></figure>

En revanche, lors du deuxième cycle saisonnier, les déformations différentielles observées lors de la phase d'humidification, ne décroissent pas lors de la phase de séchage (Fig. 4 repère B). Nous avons donc, pour certaines éprouvettes, des comportement spécifiques d'une lamelle à l'autre. Une des conséquences de ce phénomène pourrait être un endommagement du joint de colle.

## Evolution des taux de délamination

L'analyse des taux de délamination en fonction des conditions de vieillissement met en évidence l'apparition de délaminations dès 6 mois en extérieur. La Fig. 5 illustre les délaminations observées sur une éprouvettes après un an d'exposition en extérieur. Nous constatons dans ce cas des délaminations sur environ 2 mm de profondeur sur une seule face du joint supérieur et inférieur.

<figure><img src="image_104.png" /><figcaption>Fig. 5 : Délaminations sur des échantillons d'une éprouvette après 1 an d'exposition en extérieur sans chargement : (a) : plan TR ; (b) : plan TL</figcaption></figure>

Ces taux de délamination peuvent être assez hétérogènes sur les échantillons issus d'une même éprouvette. L'évolution des taux de délamination moyen en fonction de la durée d'exposition en extérieur ne met pas en évidence de tendance remarquable et les taux délaminations restent
de manière générale faibles avec un taux de délamination moyen mesuré à 5.5 % pour l'éprouvette exposée 12 mois en extérieur non chargée qui est l'éprouvette la plus délaminée.

## Evolution de la résistance en cisaillement

Les résultats des essais mécaniques en cisaillement montrent une diminution conséquente de la résistance en cisaillement dès les 6 premiers mois d'exposition en extérieur, avec une diminution moyenne de 21 % pour la série « 6 mois » et de 26 % pour la série « 6 mois chargé ». Si l'on s'intéresse maintenant aux effets à plus long-terme (Fig. 6), les propriétés ne montrent pas de tendance d'évolution significative. Seuls les échantillons exposés 24 mois sans chargement présentent des résistances de cisaillement significativement plus faibles que les autres échantillons exposés en extérieur.

<figure><img src="image_105.png" /><figcaption>Fig. 6 : Evolution de la résistance en cisaillement après 24 mois d'essais. Les seuils (en rouge) sont déterminés en prenant la valeur moyenne de résistance de référence à 100 %</figcaption></figure>

Une particularité de ces résultats concerne l'apparition d'échantillons avec des propriétés très faibles, sous le seuil des 50 % (échantillons sur la Fig. 6 où la contrainte est inférieure à 6 MPa). Nous avons donc une hétérogénéité qui apparaît avec le vieillissement qui se traduit par des zones de faible résistance en cisaillement au sein des éprouvettes.

## Conclusion

Ces résultats mettent en évidence l'apparition de déformations différentielles entre les lamelles de part et d'autre des joints de colle. Ces déformations différentielles sont à l'origine de sollicitations mécaniques à l'interface collée. Ces sollicitations mécaniques semblent être à l'origine de l'apparition de délaminations cependant celles-ci restent limitées à quelques millimètres de profondeur au niveau des faces extérieures. L'évolution des résistances au cisaillement met, quant à elle, en évidence des dégradations importantes avec, dès 6 mois, des éprouvettes avec une diminution moyenne de la résistance au cisaillement de 25 % et localement des échantillons avec des résistances 50 % plus faibles que les échantillons de référence. Le taux de délamination semble donc être un indicateur insuffisant pour attester de la dégradation mécanique d'un joint de colle.

L'évolution de la résistance au cisaillement des joints de colle montre que d'autre mécanismes de dégradations que les délaminations sont à l'origine d'une dégradation des propriétés mécanique de l'interface collée.

Les observations macro et microscopiques réalisées à ce jour ne nous ont cependant pas permis d'identifier le mécanisme de dégradation à l'origine de cette dégradation. Celle-ci pouvant être
associée à un phénomène de fatigue lié aux sollicitations hygromécaniques ou à une dégradation chimique des joints de colle par exemple.

## Remerciements

Les auteurs souhaitent remercier l'agglomération de Tarbes Lourdes Pyrénées, L'IUT de Tarbes et la Région Occitanie pour leur support financier, ainsi qu'Emmanuel LAUGT pour son soutien technique et ses précieux conseils dans le cadre du développement du système de suivi.

## Références

* AFNOR (2005a) NF EN 1995-1-1 : Eurocode 5—Conception et calcul des structures en bois—
Partie 1-1 : Généralités—Règles communes et règles pour les bâtiments.

* AFNOR (2005b) NF EN 1995-2 : Eurocode 5—Conception et calcul des structures bois—
Partie 2 : Ponts.

* AFNOR. (2012) NF EN 408+A1, Structures en bois—Bois de structure et bois lamellé-collé—
Détermination de certaines propriétés physiques et mécaniques.

* AFNOR. (2013) NF EN 14080 : Structures en bois—Bois lamellé-collé et bois massif
reconstitué—Exigences.

* Baude M, Colin A, Calipel C, Duvernoy J, Foussard A (2022, Chiffres clés du climat—France,
Europe et Monde. ISSN : 2555-7580)
Cerema (2021) Réduire l'impact carbone des bâtiments,
Le p'tit essentiel, 12 p.

* Ehrhart T, Grönquist P, Schilling S, Steiger R, Frangi A (2021) Mechanical properties of
European beech glulam after 32 years in a service class 2 environment.
https://doi.org/10.3929/ETHZ-B-000506091

* Glulam Handbook (2018) Volume 1—Histoire et développement du bois lamellé. handbook.

* Greffier G, Perrin M, Eyma F, Espinosa L, Uwizeyimana P (2022) Structural Health Monitoring
of glulam infrastructures with non-destructive embedded sensors, Dans The International
Symposium on Nondestructive Testing in Civil Engineering (Vol. 27). Zurich, Switzerland.
https://doi.org/10.58286/27293

* Hill CAS (2019) The Environmental Consequences Concerning the Use of Timber in the Built
Environment, Frontiers in Built Environment, Volume 5.

* Hurmekoski E (2017) How can wood construction reduce environmental degradation?
European Forest Institute.

* IEA (2019) Global Status Report for Buildings and Construction 2019 – Analysis. IEA.

* Le Roy R (2013) Ouvrages d'art en bois—Perspectives de développement en France,
Présentation aux 2èmes Journées Scientifiques du GDR 3544 Sciences du bois

* Racher P, Biger JP, Rouger F, Sagot G, Vidon G (1996) Structures en bois aux états limites :
Introduction à l'Eurocode 5, STEP 1. Matériaux et bases de calcul. Eyrolles.

* Uwizeyimana P, Perrin M, Eyma F (2020) Moisture monitoring in glulam timber structures
with embedded resistive sensors: Study of influence parameters, Wood Science and
Technology, 54(6), 1463-1478. https://doi.org/10.1007/s00226-020-01228-8
# Etude de la durabilité hygromécanique de panneaux isolants sous conditions tropicales par techniques de mesure de champs

MAHAMAT SALEH Atteib<fnref n="1" />, DUPRE Jean-Christophe<fnref n="1" />, BOSSU Julie<fnref n="2" />,
DOUMALIN Pascal<fnref n="1" />

**Mots clefs** : Panneaux isolants ; fibres ; mesure optique ; comportement hygromécanique ; durabilité

## Contexte et objectifs

Ce travail s'inscrit dans le projet de recherche ANR PANTHER²Guyane, visant à développer des bio-isolants pour le bâtiment, adaptés aux conditions extrêmes de la Guyane à partir des ressources bois résiduelles locales. En utilisant le feutrage des fibres de bois tropicaux, l'objectif est de produire des panneaux isolants semi-rigides, peu coûteux et performants thermiquement, mécaniquement, face au feu et aux attaques biologiques. Différentes variétés de bois seront étudiées. Ce travail se concentre sur l'évaluation du comportement hygromécanique des panneaux fibreux dans les conditions tropicales de la Guyane. En effet, il est essentiel de connaître et quantifier les variations géométriques d'un panneau (affaissement sous son propre poids, gonflement...) en conditions d'utilisation, pouvant entrainer une perte de performance d'isolation. Les études seront menées à différentes échelles : à l'échelle microscopique, afin d'établir le lien entre la microstructure et la résistance mécanique, à l'échelle mésoscopique sur des portions de panneaux pour établir le lien entre taux d'humidité et durabilité mécanique, et à l'échelle du panneau en conditions réelles dans des répliques d'habitation. La première étape de ce travail, présentée ici, correspond à l'étude mésoscopique, et plus particulièrement à la présentation du banc du mesure ainsi que des premiers résultats.

## Matériels et méthodes

Un dispositif expérimental a été conçu pour étudier le comportement hygromécanique des panneaux en mesurant leurs variations géométriques et de masse liées aux cycles d'humidité et de température. Il est composé d'une enceinte climatique permettant de réguler la température et l'humidité, de balances pour suivre les évolutions des masses des échantillons, de deux caméras et d'un éclairage pour observer la géométrie des échantillons (Fig. 1). Les images enregistrées sont analysées par corrélation d'images afin d'obtenir les champs de déformations à la surface de la tranche. Le contraste naturel des fibres est utilisé comme marqueurs. Ces essais ont été menés en exposant des portions de panneau de 100x100mm<fnref n="2" /> à des variations d'hygrométrie et de température représentatives des conditions rencontrées en Guyane durant une journée, allant de 30 à 95% d'humidité relative et de 25 à 50°C de température. Trois cycles ont été imposés afin de voir l'évolution sur plusieurs jours. 11 modalités de panneaux ont été testées, constituées de différentes fibres de bois tropicaux incorporant ou non des écorces et de pin maritime pour comparaison (Yayamadou avec et sans écorce, Grignon, Simarouba, Bois canon avec et sans écorce, Angélique, Bagasse avec et sans écorce, Maho, Pin). Les déformations globales de la tranche sont obtenues à partir des quatre zones de corrélation

<footnote n="1">¹Equipe PEM, Institut PPRIME, UPR 3346, Université de Poitiers-CNRS</footnote>

<footnote n="2">²UMR EcoFoG, INRA, CNRS, Cirad, AgroParisTech, Université des Antilles,
Université de Guyane</footnote>

<footnote>atteib.mahamat.saleh.cheikhadine@univ-poitiers.fr ; pascal.doumalin@univ-poitiers.fr;</footnote>

<footnote>jean.christophe.dupre@univ-poitiers.fr; julie.bossu@cnrs.fr</footnote>
carrées (de dimension 4mm) placés aux coins de la tranche de l'échantillon. Pour les déformations locales, une grille de 60x10 zones de corrélation de même taille ont été prises en compte. Les images sont acquises toutes les 5 minutes.

<figure><img src="image_106.png" /><figcaption>Fig. 1 : Dispositif expérimental</figcaption></figure>

## Premiers résultats

### Exemple de comportement obtenu avec le Simarouba

### Variations de masse

La Fig. 2 présente les résultats des variations de masse pour l'échantillon Simarouba (S5B). Les variations de masse observées suivent les évolutions du cycle hygrothermique : lorsque la température diminue et l'humidité relative augmente, la masse de l'échantillon augmente jusqu'à 2.4g pour le dernier cycle. Lors de l'augmentation de la température et de la baisse de l'humidité relative, on observe un comportement inverse. On peut noter un retard temporel, d'environ une heure, dans l'évolution de la masse par rapport à humidité relative et la température due au temps de diffusion de l'humidité dans le matériau ainsi qu'un léger accroissement de la masse de 0.2g durant les trois cycles.

<figure><img src="image_107.png" /><figcaption>Fig. 2 : Variations de masse (courbe verte) pour l'échantillon Simarouba en fonction de l'humidité relative (courbe bleue) et la température (courbe rouge) pour 3 cycles de 24 heures</figcaption></figure>
Déformations moyenne globales

La Fig. 3 présente l'évolution de la déformation globale verticale pour l'échantillon de Simarouba (S5B). Comme la masse, elle évolue en fonction du cycle hygrothermique : lorsque la température diminue et l'humidité relative augmente, le matériau gonfle avec une déformation verticale de l'ordre de 2.5% au maximum. En revanche, les déformations horizontales et de cisaillement sont négligeables. On observe un léger accroissement de la déformation de 0.1% entre les trois cycles.

<figure><img src="image_108.png" /><figcaption>Fig. 3 : Déformation moyenne verticale (courbe verte) pour l'échantillon de Simarouba en fonction de l'humidité relative (courbe bleue) et la température (courbe rouge) pour 3 cycles de 24 heures</figcaption></figure>

Déformations locales

Les déformations locales verticales sont représentées sur la Fig. 4 pour différents états hygrothermiques correspondants aux débuts ou fins de cycles (états 4, 7 et 10 sur la fig. 3), à la fin de la montée d'humidité relative (états 2, 5, 8 sur la fig. 3) et à la fin du palier à 95% (états 3, 6, 9 sur la fig. 3). On observe pour tous les états une hétérogénéité des déformations sur la tranche qui se conserve durant les cycles et entre les cycles. Le gonflement de l'échantillon est alors hétérogène, certainement dû à l'hétérogénéité microstructurale. Seules les valeurs extrêmes évoluent dans un cycle allant de 0.6% à 4%. On peut noter aussi une légère augmentation de ces extremums entre les cycles.

<figure><img src="image_109.png" /><figcaption>Fig 4 : Déformations locales verticales pour l'échantillon de Simarouba pour différents états hygrothermiques (Fig. 3) et pour 3 cycles de 24 heures</figcaption></figure>

Comparaison des différents échantillons

Pour comparer les différentes modalités entre elles, une analyse associant les déformations globales, les quartiles et médianes calculés sur les champs de déformations locales a été menée
pour l'état hygrothermique correspondant à la température minimale (25°C) et l'humidité relative maximale (95%) (état 9 sur la Fig. 3). Cette analyse a permis de comparer le niveau d'hétérogénéité de déformation des 11 modalités (Fig. 5). Plus la différence entre les quartiles est élevée, plus l'échantillon a un comportement hétérogène. Ces premiers essais montrent que le Simarouba et le Yayamadou sont ceux qui ont un comportement le plus hétérogène à l'inverse du Grignon et de l'Angélique. En comparant les valeurs maximales des variations de masse et de déformations globales (état 9 sur la Fig. 3), on constate Fig. 6 qu'il n'y a pas de corrélation entre ces deux grandeurs pour ces premiers essais.

<figure><img src="image_110.png" /><figcaption>Fig 5 : Analyse statistique des déformations</figcaption></figure>

<figure><img src="image_111.png" /><figcaption>Fig 6 : Comparaison variations de masses/déformations</figcaption></figure>

## Conclusions et perspectives

Un banc d'essai a été développé pour analyser le comportement hygromécanique des panneaux isolants à base de fibres de bois tropicaux en recréant des cycles climatiques de 24 heures similaires à ceux rencontrés en Guyane. Les variations de masse et les déformations ont été mesurées au cours du temps et suivent logiquement les variations d'humidité relative et de température. Les valeurs maximales sont atteintes lors des pics d'humidité relative avec une température faible. Les déformations sur la longueur et de cisaillement sont négligeables. Une hétérogénéité des déformations sur les tranches des échantillons a été relevée, de l'ordre de 4%. Aucune corrélation n'a été trouvée entre l'amplitude des variations de masse et celle des déformations. Pour valider ces premiers résultats, de nouveaux essais similaires sont en cours. Par ailleurs, une campagne d'essais pour mesurer les déformations de la surface supérieure des échantillons sera menée pour observer plus globalement le gonflement des échantillons.

## Remerciements

Les auteurs remercient l'ANR (Agence nationale de la recherche) pour son soutien financier au projet PANTHER2 n° ANR-22-CE43-0019.
# Influence de la masse volumique sur le comportement avec l'eau de 50 essences de bois tropicaux Africains

MIKALA MOUENDOU Marlain Stevy¹²⁴, SAFOU TCHIAMA Rodrigue²³, DUMARCAY Stéphane<fnref n="1" />, GERARDIN Philippe<fnref n="1" />

**Mots clefs** : masse volumique ; propriétés physiques ; bois tropicaux africains ; imprégnabilité ; retrait volumique ; gonflement ; corrélation

## Contexte et objectifs

Cette étude analyse comment la masse volumique influence certaines propriétés physiques de 50 espèces de bois tropicaux africains lorsqu'ils interagissent avec l'eau. Les objectifs sont de comprendre les relations entre la masse volumique (mV) et d'autres paramètres comme le taux d'humidité du bois sec à l'air (H0), le taux d'humidité du bois saturé d'eau (H1), le gonflement (G) et l'imprégnabilité du bois (gain de masse, GM).

## Matériel et méthodes

Les données incluent 50 essences de bois tropicaux africains provenant de ATOUT BOIS Echantillons. Des échantillons de 5×10×15 mm<fnref n="3" />, avec trois répétitions pour chacune des 50 essences, ont été séchés à 103°C pendant 24 heures après avoir mesuré leur masse initiale m0 (masse à l'état sec à l'air libre). Après séchage, une masse m1 a été mesurée. Les échantillons ont ensuite été saturés sous vide dans de l'eau distillée, et la masse humide (m2) a été mesurée après 24 heures. Ce cycle a été répété trois fois pour calculer la densité, le gonflement, l'humidité et le gain de masse. Des tests statistiques ont été réalisés, notamment une ANOVA et un test de Kruskal-Wallis a été utilisé lorsque les hypothèses de normalité n'étaient pas respectées. Des tests de corrélation de Spearman ont été effectués pour explorer les relations entre mV et les autres paramètres physiques.

## Résultats et discussion

Les résultats ont montré que les masses volumiques les plus élevées ont été observées chez *Letestua durissima*, *Lophira alata* et *Coula edulis* avec respectivement 1083,56±12,64 kg/m<fnref n="3" />, 1067,86±8,98 kg/m<fnref n="3" /> et 996,90±8,28 kg/m<fnref n="3" />, tandis que les plus faibles ont été observées chez *Aucoumea klaineana*, *Pycnanthus angolensis* et *Ricinodendron heudelotii* dont les valeurs sont respectivement 454,97±5,94 kg/m<fnref n="3" />, 448,37±2,89 kg/m<fnref n="3" /> et 244,82±11,36 kg/m<fnref n="3" />. Les résultats révèlent en plus, des corrélations significatives entre la masse volumique et les propriétés physiques mesurées (Tab. 1). Une corrélation positive modérée a été trouvée entre la masse volumique et le taux d'humidité du bois sec à l'air, indiquant que les bois plus denses retiennent plus d'humidité. En revanche, une forte corrélation négative a été observée avec le taux

<footnote n="1">¹LERMAB, Faculté des Sciences et Technologies Université de Lorraine Bld des Aiguillettes, BP 70239 - F 54506 VANDOEUVRE les NANCY cédex, France</footnote>

<footnote n="2">²LASNOM, Unité de Recherche en Chimie (URChi), Université des Sciences et Techniques de Masuku. BP. 941 Franceville, Gabon.</footnote>

<footnote n="3">³LaReVa Bois, GTR N°3/USTM, BP 3989. Ecole Normale Supérieure d'Enseignement Technique (ENSET) Libreville, Gabon</footnote>

<footnote n="4">⁴Ecole Nationale des Eaux et Forêts (ENEF). PB.3960 Libreville, Gabon
marlain.mikala-mouendou@univ-lorraine.fr</footnote>
d'humidité du bois saturé, suggérant que les bois plus denses absorbent moins d'eau. Le gonflement présente une corrélation positive faible à modérée avec la masse volumique, tandis que l'imprégnabilité du bois (gain de masse) montre une forte corrélation négative (Fig. 2). Certaines de ces observations ont été faites par plusieurs auteurs tels que Yamamoto et Hong (1994), Jankowska (2018), Ojo et al (2022), et Ella Nkogo (2024).

<table><caption>Tab. 1 : Résultats de la matrice de corrélation complète</caption><thead><tr><th></th><th>mV</th><th>H0</th><th>H1</th><th>G</th><th>GM</th></tr></thead><tbody><tr><th>mV</th><td>1</td><td>0,679</td><td>-0,864</td><td>0,409</td><td>-0,759</td></tr><tr><th>H0</th><td>0,679</td><td>1</td><td>-0,597</td><td>0,375</td><td>-0,595</td></tr><tr><th>H1</th><td>-0,864</td><td>-0,597</td><td>1</td><td>-0,126</td><td>0,882</td></tr><tr><th>G</th><td>0,409</td><td>0,375</td><td>-0,126</td><td>1</td><td>-0,190</td></tr><tr><th>GM</th><td>-0,759</td><td>-0,595</td><td>0,882</td><td>-0,190</td><td>1</td></tr></tbody></table>

<figure><img src="image_112.png" /><figcaption>Fig. 1 : Visualisation de la matrice de corrélation</figcaption></figure>

## Conclusion et perspectives

Les résultats confirment que la masse volumique influence fortement les propriétés physiques du bois, telles que l'humidité et l'imprégnabilité. Ces relations sont essentielles pour comprendre le comportement des bois tropicaux en fonction de leur densité et pour leur utilisation dans diverses applications. Des études supplémentaires sur la durabilité des bois en fonction de leur masse volumique sont envisagées.

## Remerciements

Source de financement : Agence Nationales des Bourses du Gabon (ANBG)

## Références

* Yamamoto K, Hong L (1994) A Laboratory Method for Predicting the Durability of Tropical Hardwoods. JARQ-Japan Agricultural Research Quarterly 28 (4): 268-75.

* Jankowska A (2018) Assessment of Sorptive Properties of Selected Tropical Wood Species. DRVNA INDUSTRIJA 69 (1): 35-42.

* Ojo AR, Oluwaseun Ogutuga S., Olanipekun Aguda L. (2022) Correlation between Dry Density and Shrinkage in Eight Tropical Hardwood Species: Zveza Med Gostoto in Krčenjem Lesa Osmih Tropskih Vrst. Les/Wood 71 (2): 31-44.

* Ella Nkogo LF (2024) Etude multicritère des facteurs prédisant la dureté du bois de quelques essences. Éléments des travaux de thèse (en cours).
# Les mycocomposites au service de l'allègement de structure béton : Mycodalle

LANGLOIS Paul<fnref n="1" />, ANTOINE Marie-Laure<fnref n="1" />,<fnref n="2" />, PERRIN Christelle<fnref n="1" />, LALLEMAND Julien<fnref n="1" />, BESSERER Arnaud<fnref n="1" />, BROSSE Nicolas<fnref n="1" />

**Mots clés :** Mycocomposite ; Béton ; Noyau ; Bois ; Recyclage

## Contexte

Le changement climatique est une problématique mondiale et il est en partie dû à de nombreux secteurs qui ont une activité à forte émission en carbone. Le secteur du bâtiment est le plus important (Calvin et al 2023) avec notamment la production de liant pour le ciment. Pour diminuer fortement l'émission de CO2 dans ce secteur, l'utilisation du ciment et donc du béton doit être revu à la baisse. Pour cela, l'Europe incite fortement par des appels à projet ou des sanctions, l'utilisation de matériaux biosourcés qui permet de diminuer l'utilisation du ciment et de piéger le carbone contenu dans les matériaux biosourcés au sein des bâtiments. C'est dans ce sens que l'entreprise Modulatio apporte une solution innovante. L'idée est de produire les dalles béton avec un noyau en polystyrène. Cela va avoir pour avantage de diminuer grandement la quantité de béton utilisé et participer à l'allègement de la structure. L'inconvénient ici est qu'on a remplacé le béton par un matériau d'origine pétrolier. Les mycocomposites constituent des matériaux innovants et durables avec de nombreuses applications potentielles (Cerimi et al 2019). La croissance d'un champignon filamenteux sur un substrat lignocellulosique donne une matrice qui est la composante du mycocomposite, matrice présentant des caractéristiques attractives dans le secteur du bâtiment. Ce matériau apparaît comme une solution de substitution au polystyrène utilisé par Modulatio. Cette substitution fait l'objet du projet de recherche présenté ici.

<figure><img src="image_113.png" /><figcaption>Fig. 1 : Mycocomposite Hêtre/ T. versicolor caractérisé à différentes échelles. De gauche à droite : le composite obtenu (15*9*6cm), caractérisation de la colonisation par CLEM (CLSM/SEM) où le champignon apparaît en vert et le bois en rouge et détail au SEM d'hyphes de champignon assurant la cohésion entre 2 particules de bois.</figcaption></figure>

## Objectifs

Le but de ce projet de recherche en collaboration avec Modulatio est de proposer une solution de substitution au polystyrène expansé actuellement utilisé dans la production de dalles béton allégées en utilisant un composite bois/champignon (mycocomposite). Le projet comporte donc un volet fondamental qui consistera notamment à étudier la croissance et les réponses

<footnote n="1">¹Université de Lorraine, LERMAB, France</footnote>

<footnote n="2">²ENSTIB, 27 rue Philippe Séguin, 88000 Epinal, France
paul.langlois3@etu.univ-lorraine.fr</footnote>
morphologiques et physiologiques du champignon à différentes biomasses bois afin d'optimiser les propriétés du matériau final à son usage. Le volet appliqué sera réalisé en partenariat avec l'entreprise Modulatio et ses partenaires dans la construction pour la faisabilité des produits proposés sur chantier.

## Matériel, méthode et résultats attendus

Dans cette partie, ne seront présentés que les travaux de recherches envisagés pour les premiers mois du projet de recherche.

Les mycocomposite seront produits en suivant la méthode utilisée dans le cadre du projet Profex (Elsacker et al 2019, Aguilar et al 2024) L'optimisation de la croissance du mycocomposite est un élément important, car nous voulons produire le mycocomposite le moins dense possible, ce dernier substituera le polystyrène qui a une masse volumique très faible.

Les mycocomposites seront produits en cylindre afin d'y couler du béton au centre pour étudier dans un premier temps la bonne prise du béton (problématique de l'absorption de l'eau présente dans le mortier ou de la dissolution de sucre présent à la surface du mycocomposite). Une analyse de contact entre le béton et le mycocomposite sera effectuée au sein de l'Institut Jean Lamour. Dans un premier temps une analyse mécanique sera effectuée pour caractériser l'interaction entre le mycocomposite et le béton, dans un second temps nous observerons au microscope à balayage électronique (MEB)

En parallèle, la croissance d'un mycocomposite dans un moule représentant à l'échelle 20x20cm du mur final sera étudier afin de déterminer et de solutionner les différentes problématiques que le processus peut rencontrer (aération, humidité, stérilité d'un milieu aussi grand, bonne prise de la forme par le mycocomposite, démoulage du mycocomposite, ...)

## Conclusion et perspective

L'objectif final, c'est une dalle de béton de 2x1m de 20 cm d'épaisseur dont on veut produire le noyau et que la solution permette de couler la dalle sur chantier. Les problématiques autour de la production du mycocomposite de cette envergure sont nombreuses et vont demander beaucoup de recherches en amont. C'est donc en augmentant progressivement l'échelle qu'on pourra arriver à une solution pouvant être mise en place sur chantier.

## Références

Calvin K, Dagupta D, Leprince-Ringuet N, Péan C (2023) IPCC, 2023: Climate Change 2023: Synthesis Report. Contribution of Working Groups I, II and III to the Sixth Assessment Report of the Intergovernmental Panel on Climate Change [Core Writing Team, H. Lee and J. Romero (eds.)]. IPCC, Geneva, Switzerland. Intergovernmental Panel on Climate Change (IPCC). https://doi.org/10.59327/IPCC/AR6-9789291691647

Cerimi K, Can Akkaya K, Pohl C, Schmidt B, Neubauer P (2019) Fungi as source for new bio-based materials: a patent review. https://doi.org/10.1186/s40694-019-0080-y

Elsacker E, Vandelook S, Brancart J, Peeters E De Laet L (2019) Mechanical, physical and chemical characterisation of mycelium-based composites with different types of lignocellulosic substrates. https://doi.org/10.1371/journal.pone.0213954

Aguilar K, Figel L, Saker S, Soufflet L, Brosse N, Besserer A (2024) Steam Explosion: A Booster for Fungal Growth in a Myco-composite. https://doi-org.bases-doc.univ-lorraine.fr/10.1021/acssuschemeng.4c03099
# MDF wood fibre strength after several recycling cycles

LEBRETON Flore<fnref n="1" />, IRLE Mark<fnref n="1" />, LAGARDE Hélène<fnref n="1" />, BELLONCLE Christophe<fnref n="1" />,
BUCHNER Julia<fnref n="2" />, LECOURT Michael<fnref n="3" />

flore.lebreton@esb-campus.fr

**Key words:** recovered wood; recycling; wood fibre; MDF; tensile tests; fibre strength; zero-span

## Context and objectives

Medium Density Fibreboard (MDF) is a "panel material with a nominal thickness of 1.5mm or greater, manufactured from lignocellulosic fibres with application of heat and/or pressure" (AFNOR 2009). Approximately 68% of all fibreboard manufactured in Europe is MDF (EPF 2024). Widely used in the furniture and parquet industries, its worldwide production has increased fivefold in 20 years, and now exceeds 100 million tonnes (FAOSTAT 2024). At present, these panels are mainly made from virgin wood, as there is no cost-effective industrial method for recycling them. The European project EcoReFibre aims to propose a profitable process for incorporating up to 25% of recovered fibres into new MDF panels (EcoReFibre consortium 2024). This raises the question: how many times can the same wood fibre be recycled? According to the paper industry, the length and strength of the fibres greatly influence the breaking energy of the paper (Wathén 2006). As MDF is also a wood fibre network, it is therefore interesting to study these two elements throughout the recycling cycles. The objective is to focus on individual wood fibres and to characterise them mechanically after 1 to 6 recycling cycles to understand the impact of the process on fibre quality. A study of fibre morphology is also being carried out in parallel, but is not discussed further in this paper.

## Materials and methods

### Recycling experiment

To simulate the effect of recycling cycles on wood fibres, a closed-circuit recycling experiment was designed. The aim was to produce laboratory-made MDF panels. Consequently, certain parameters, such as the amount of water added, were altered at the start of each new cycle. Moreover, the disintegration stage was designed to be as soft as possible in order to preserve the integrity of the fibres as much as possible.

Initial panels were made using industrial fibres from Unilin (step 1 in Fig. 1 and 2; they represent the first generation). Urea-formaldehyde (UF) adhesive was chosen as it is the glue most commonly used on the market (Mantanis et al 2017). The panels were then cut for bending tests (step 2, inspired by EN 310 standard). The tested pieces and panel offcuts were recycled by immersing them in water at 95 °C for about 6 hours and then passed through a hammer mill without a size screen (step 3). Then the fibres were dried in a climatic chamber at 70 °C with a humidity of 25% (step 4), which should result in a moisture content of 4 %. Once dry, the fibres were used to make a new MDF. Only fibres from the previous cycle were used, no virgin fibres were added to the board. In total, 6 recycling cycles have been carried out.

<footnote n="1">¹Laboratoire Innovation Matériau Bois HAbitat (LIMBHA), École Supérieure du Bois (ESB)</footnote>

<footnote n="2">²Plant Development & Electron Microscopy, Biocenter LMU Munich, Planegg-Martinsried</footnote>

<footnote n="3">³Institut FCBA (Forêt Cellulose Bois-Construction Ameublement), Grenoble</footnote>
<figure><img src="image_114.png" /><figcaption>Fig. 1: Simplified diagram of the recycling experiment (4 steps)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_115.png" /><figcaption>Fig. 2: Images showing the 4 stages of the experiment</figcaption></figure>
Mechanical fibre characterisation

Before making each new generation of panels, fibre samples are taken in order to characterise them. As the fibres were recycled 6 times, 7 samples were collected. All samples were sieved and the fraction smaller than 1 mm, which should contain largely single fibres, was tested.

As testing single fibres was time-consuming and it is difficult to draw conclusions from a small number of tests, a standard paper industry test was also used to determine fibre strength. Handsheets were made following an adapted TAPPI method, with the fibres from each recycling experiment. The tensile strength of the handsheets was measured using a zero-span test (ISO 15361 2000). The strength measured is then only due to the fibres held between the two jaws: this test gives directly the fibre strength.

Sheets containing 100% recovered fibres were too fragile so it was decided to add 15% eucalyptus fibre to strengthen the sheets (Fig. 3). A batch containing 100% eucalyptus fibre has been also added. An average of 11 handsheets from each recycle were formed.

<figure><img src="image_116.png" /><figcaption>Fig. 3: Example of a 20 cm diameter handsheet containing 85% of recovered fibres and 15% of eucalyptus fibres</figcaption></figure>

Two rectangular samples measuring 2.54 x 10 cm are cut from each sheet, weighed to determine their precise grammage (Eperen 1996) and are tested on the zero-span test machine (Fig. 4).

<figure><img src="image_117.png" /><figcaption>Fig. 4: Zero-span machine used for tensile tests, left: zoom of jaws containing a sample, right: samples after the test</figcaption></figure>
## Results

A poster will include the first results of this study.

<figure><img src="image_118.png" /><figcaption>Fig. 1: Average stress for each set of handsheets</figcaption></figure>

"Sf0" refers to sheets made from the first fibres (which have not yet been recycled). "Sf6" represents sheets made from fibres that have been recycled 6 times. The zero span results show very little variation. A linear relationship can be demonstrated between the samples and the recorded stress. A loss of less than 20% is observed between the initial fibres and those that have gone through 6 recycling cycles.

## Acknowledgement

The authors want to thank the Centre Technique du Papier of Grenoble, France, in particular Priscilla MARQUET, for the collaboration on the zero-span test.

The authors would like to thank the many people involved in the various wood recycling research projects. EcoReFibre project is funded by Horizon Europe (Call: HORIZON-CL4-2021-RESILIENCE-01) from May 2022 to April 2026.

## References

* AFNOR (2009) NF EN 316. Norme européenne. B 54-050. AFNOR.

* EcoReFibre consortium (2024) Horizon Europe Project EcoReFibre Website. Retrieved 19 September 2024 (https://ecorefibre.eu/).

* Eperen, Van (1996) Zero-Span Breaking Strength of Pulp (Dry Zero-Span Tensile).

* EPF. 2024. 'EPF Annual Report 2023-2024'.

* FAOSTAT. 2024. 'Forestry Production and Trade'. Retrieved 18 June 2024 (https://www.fao.org/faostat/en/#data/FO).

* ISO 15361. 2000. 'Pulps — Determination of Zero-Span Tensilestrength, Wet or Dry'.

* Mantanis GI, Athanassiadou ET, Barbu MC, Wijnendaele K (2017) Adhesive Systems Used in the European Particleboard, MDF and OSB Industries. Wood Material Science & Engineering 13(2):104–16. doi: 10.1080/17480272.2017.1396622.

* Wathén 5 (2006) Studies on Fiber Strength and Its Effect on Paper Properties. Helsinki University of Technology.
# Bois lamellé collés de feuillus de qualité secondaire :
quelles optimisations pour une utilisation en structures ?

PILON Martin, BLÉRON Laurent

LERMAB, Université de Lorraine, 27 rue Philippe Séguin, 88000 Épinal, France
martin.pilon@univ-lorraine.fr

**Mots clefs** : construction ; feuillus ; bois lamellé-collé ; analyse économique ; rendement matière, dimensionnement

## Contexte et objectifs :

La ressource en bois feuillu en Europe Occidentale et en particulier en France est abondante (IGN 2023), mais pas forcément valorisée, notamment pour des grumes dites de qualité secondaire, en produit avec une valeur ajoutée importante. Ces grumes correspondent aux catégories C ou D d'après les normes NF EN 1316-[1, 2, 3]. Une diminution des ressources de résineux dans les années à venir du fait du changement climatique (Vacek et al 2004), et des problèmes sanitaires sur certaines essences de feuillus, comme par exemple avec la chalarose du frêne, vont amener des volumes disponibles importants sur les marchés.

Du fait des défauts des grumes de qualité secondaire, principalement la présence de nœuds et des défauts de rectitude, l'utilisation en sciage massif comme bois d'œuvre semble difficile. Un des débouchés possibles de cette ressource pourrait être la fabrication de bois lamellé collé (BLC). En effet le procédé permet de purger les défauts de singularité et le billonnage en petites longueurs puis la recomposition par aboutage permet d'optimiser le rendement matière vis-à-vis des défauts de rectitude des grumes. De plus, la fabrication de BLC de feuillus nécessiterait peu d'investissements pour des nouvelles unités de production, en faisant l'hypothèse que les usines de BLC résineux puissent être utilisées également pour la fabrication de BLC feuillus, avec quelques adaptions mineures.

L'idée de BLC de feuillus n'est pas nouvelle (Aicher et al 2014) et des produits émergent sur le marché comme ceux des entreprises Fagus et Manubois. Leur développement à plus grande échelle semble limité principalement par leur coût, plus élevé que des produits à base de résineux. Une des raisons de ce coût important semble être le faible rendement matière de la transformation de la grume jusqu'à l'avivé classé (Schlotzhauer et al 2019, Torno et al 2013). Ce rendement reste à préciser du fait des différences dans les résultats de la littérature. De plus ces études sont faites avec un séchage en avivés et non en plot, alors que ce dernier semble classiquement utilisé pour des usages de feuillus en menuiserie. Via une étude sur le rendement matière, l'objectif vise à faire une analyse économique des différentes étapes de la fabrication du BLC de feuillus : pour estimer le coût de fabrication, identifier des leviers permettant de le minimiser, ainsi que de le comparer à celui du BLC de résineux.

D'un autre côté, ces essences feuillues ont pour la plupart des propriétés mécaniques supérieures aux résineux, en particulier pour les propriétés de résistances. Le second objectif est de déterminer, via une estimation du gain de matière possible en comparaison avec une solution en résineux, les utilisations optimales de solutions BLC feuillus. Ainsi une comparaison avec le surcoût du BLC de feuillus déterminé avec l'étude de rendement matière, permettra de connaître les cas d'utilisation pertinents d'un point de vue économique.
## Matériel et méthodes :

### Rendement matière et coût de fabrication

L'analyse de rendement matière est faite à partir d'un ensemble de grumes de hêtre (58m³), chêne (30m³) et frêne (30m³), de qualité C et D. Le choix des longueurs de billonnage est effectué suivant les défauts des grumes (rectitude et gros nœuds). Le sciage en plateau, d'épaisseurs 45mm et 60mm, est effectué avec une scie bi-coupe ayant une lame d'épaisseur d'environ 5mm. L'ensemble d'un billon est scié avec la même épaisseur de plateau. Le sciage en avivés est réalisé après séchage avec une déligneuse qui optimise entre deux largeurs de commande, une largeur principale A et une largeur secondaire B. La déligneuse choisit en fonction de la largeur du plateau les largeurs d'avivés qui génèrent le moins de perte. Une largeur de produit secondaire de 80mm a été ajoutée dans certains cas pour limiter les pertes, mais dans ce cas la déligneuse a été programmée pour empêcher de scier deux largeurs de 80mm et privilégier le sciage d'un produit principal. L'ensemble des commandes utilisées sont précisées dans le Tab. 1.

<table><caption>Tab. 1 : Liste des commandes utilisées pour le sciage en avivés</caption><thead><tr><td>Commande</td><td>A</td><td>B</td><td>2 produits B</td><td>épaisseur</td></tr></thead><tbody><tr><td>1</td><td>160</td><td>110</td><td>Oui</td><td>45</td></tr><tr><td>2</td><td>140</td><td>80</td><td>Non</td><td>45</td></tr><tr><td>3</td><td>160</td><td>80</td><td>Non</td><td>45</td></tr><tr><td>4</td><td>140</td><td>110</td><td>Oui</td><td>45</td></tr><tr><td>5</td><td>140</td><td>100</td><td>Oui</td><td>60</td></tr></tbody></table>

Sur l'ensemble des grumes (107), une traçabilité de la grume jusqu'aux avivés finaux est mise en place. Ainsi une numérotation est donnée pour les grumes, les billons, les plateaux puis les avivés. Pour chaque billon la longueur et deux mesures de diamètre à chaque extrémité sont relevées. Le volume du billon est obtenu via un volume de cylindre. Le diamètre du cylindre est la moyenne des deux moyennes des diamètres des deux extrémités. Le volume des avivés non classés et non rabotés est obtenu par dénombrement en connaissant leur section nominale et la longueur du billon. Le volume des avivés classés sera également obtenu de la même manière après un classement visuel. Le volume des avivés rabotés sera connu en mesurant leur longueur et en connaissant la section de commande du rabotage.

L'analyse économique sera faite en supposant un prix volumique des grumes, en connaissant le rendement matière et en supposant un coût pour chacune des opérations suivantes : billonnage, sciage en plateau, séchage, sciage en avivés, classement et rabotage.

### Utilisation optimale d'éléments BLC feuillus

Pour déterminer les usages de BLC feuillus les plus économes en volume matière par rapport à des solutions BLC résineux usuelles, une étude paramétrique est réalisée sur les trois cas de dimensionnement suivants : cas de compression de type poteau, cas de traction de type tirant, cas de flexion de type poutre. Pour chacun de ces cas, le dimensionnement est effectué d'abord avec une solution en résineux classique (Gl24h) puis avec une solution « BLC feuillu ». Le résultat final est le ratio de volume matière entre la solution en résineux et la solution en feuillus. Les dimensionnements sont effectués selon les Eurocodes et les annexes françaises en vigueur. Les notations utilisées ci-dessous sont celles de ces normes.

Les hypothèses communes aux trois cas de dimensionnement sont les suivantes : concernant les propriétés de la solution « BLC feuillu », les valeurs fournies par le fabriquant Manubois
pour du BLC de hêtre sont utilisées ici comme référence et précisées dans le Tab. 2. Le hêtre est choisi car ses propriétés mécaniques peuvent constituer une borne haute par rapport aux autres feuillus. Le coefficient partiel $γ_m=1,25$ est utilisé pour les deux solutions. Les facteurs de modification $k_{mod}$ est pris égal à celui du Gl24h également pour la solution BLC de feuillus. L'analyse est restreinte au cas de dimensionnement à froid à l'état limite ultime (ELU), et à l'état limite de service (ELS) pour les dimensionnements de poutre, mais uniquement avec les vérifications de type flèche.

<table><caption>Tab. 2 : Propriétés mécaniques utilisées – solution BLC feuillus et BLC résineux</caption><thead><tr><th>Propriétés</th><th>Gl24h</th><th>BLC de hêtre</th></tr></thead><tbody><tr><td>Résistance à la flexion - f<sub>m,0,k</sub> [MPa]</td><td>24</td><td>36</td></tr><tr><td>Résistance à la traction - f<sub>t,0,k</sub> [MPa]</td><td>19,2</td><td>27</td></tr><tr><td>Résistance à la compression - f<sub>c,0,k</sub> [MPa]</td><td>24</td><td>50</td></tr><tr><td>Résistance au cisaillement - f<sub>v,k</sub> [MPa]</td><td>3,5</td><td>6</td></tr><tr><td>Module d'élasticité moyen - E<sub>m,0,mean</sub> [MPa]</td><td>11500</td><td>14400</td></tr><tr><td>Module d'élasticité caractéristique - E<sub>m,0,k</sub> [MPa]</td><td>9600</td><td>12900</td></tr><tr><td>Module de cisaillement - G<sub>mean</sub> [MPa]</td><td>650</td><td>650</td></tr><tr><td>Masse volumique moyenne - ρ<sub>mean</sub> [MPa]</td><td>420</td><td>710</td></tr></tbody></table>

Pour le cas de compression de type poteau : est considérée une barre de longueur de flambement $L_{eff}$, soumise à un effort normal de compression (F), de section rectangulaire et avec trois ratios largeur (b) sur hauteur (h) possibles [0.5 ; 0.75 ; 1]. La longueur de flambement $L_{eff}$ est identique dans les deux directions ($L_{eff,y}$ égale à $L_{eff,z}$), variable et comprise entre 1 et 10m. L'effort est variable, avec le ratio F sur $k_{mod}$ compris entre 10 et 3000kN. Un facteur de rectitude $β_c$ de 0,1 est utilisé. Les dimensions de la section sont déterminées pour obtenir un taux de travail de 100%. L'élancement de la solution en résineux est déterminé avec la formule suivante :

$$ \lambda = \frac{L_{eff}\sqrt{12}}{b} $$

<table><caption>Tab. 3 : Scénarios de dimensionnement pour le cas de flexion de type poutre</caption><thead><tr><th rowspan="2">Scénarios</th><th colspan="5">Charges [kN/m²]</th><th colspan="2">Limites flèches</th><th rowspan="2">Classe de service</th></tr><tr><th>permanentes</th><th>exploitations</th><th>neige</th><th>vent pression</th><th>vent dépression</th><th>W<sub>inst(Q)</sub></th><th>W<sub>net,fin</sub></th></tr></thead><tbody><tr><td>1.Toiture légère</td><td>0,4</td><td>0</td><td>0,36</td><td>0,29</td><td>-0,39</td><td>L/300</td><td>L/250</td><td>2</td></tr><tr><td>2.Toiture lourde</td><td>2,5</td><td>0</td><td>0,36</td><td>0,29</td><td>-0,39</td><td>L/300</td><td>L/250</td><td>1</td></tr><tr><td>3.Plancher léger - bureau</td><td>1,2</td><td>3,5</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>L/300</td><td>L/300</td><td>1</td></tr><tr><td>4.Plancher lourd -résidentiel</td><td>2,4</td><td>2</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>L/300</td><td>L/300</td><td>1</td></tr></tbody></table>

Pour le cas de traction de type tirant : est considérée simplement une barre soumise à un effort normal de traction, dimensionnée à l'ELU à froid. Enfin, pour le cas de flexion de type poutre : est considérée une barre sur deux appuis avec chargement uniforme, correspondant à une bande de chargement de largeur (e). Pour essayer d'encadrer au mieux l'ensemble des cas de dimensionnement courants, quatre scénarios de charges sont choisis et précisés dans le Tab. 3. Le coefficient $k_h$ est pris égal à 1 dans les deux cas. La vérification est faite à l'ELU en flexion
et en cisaillement. Pour le calcul des déplacements, la déformée de cisaillement est considérée, de même que le poids propre de la poutre. Le dimensionnement est réalisé d'abord pour une poutre BLC résineux avec un ratio largeur sur hauteur fixé à 0.2. Une fois les dimensions déterminées, le dimensionnement est effectué pour le cas BLC feuillus mais cette fois en fixant la largeur, égale à celle de la solution BLC résineux.

# Résultats et discussion

## Rendement matière

L'analyse de l'influence sur le rendement matière des paramètres suivants sera effectuée : diamètre des billons, qualité C ou D, longueur de billonnage, et sections d'avivés.

## Utilisation optimale d'éléments BLC feuillus

Pour le cas de compression de type poteau, des gains de matière importants sont remarqués, surtout pour des éléments peu élancés et de section carré, comme mis en évidence par les figures Fig. 1 et 2. Au maximum un ratio de 2,1 peut être atteint pour des éléments non soumis au flambement (correspondant au ratio des $f_{c,0,k}$). Pour des sections carrées, un ratio de 1,45 est atteint pour des éléments résineux d'élancement réduit (autour de 50), correspondant par exemple à une section de 210 x 210mm pour une longueur de flambement de 3m. De plus, le gain de matière évolue selon l'élancement de la solution BLC résineux.

<figure><img src="image_119.png" /><figcaption>Fig. 1 : Ratio de volume matière résineux/ feuillus – poteau en compression – section carré</figcaption></figure>

<figure><img src="image_120.png" /><figcaption>Fig. 2 : Ratio de volume matière résineux/ feuillus – poteau en compression – section b=0.5h</figcaption></figure>

Pour les cas de traction de type tirant : le ratio de volume est directement égal au ratio des résistances à la traction, si on ne considère pas l'effet de la présence d'assemblages, soit un ratio de 1,4.

Pour le cas de flexion de type poutre : les résultats pour deux scénarios sont donnés avec les figures Fig. 3 et 4. Peu de gain de matière est observable, et les résultats sont assez similaires entre les différents scénarios. Dans les cas usuels de longueur et d'entraxe, le gain de matière est d'environ 1,08, correspondant logiquement à la racine cubique du ratio des modules d'Young. Les gains les plus importants sont observés pour des éléments pour lesquels l'état dimensionnant est l'ELU, c'est-à-dire une poutre avec des charges élevées (scénario 2,3 et 4) et une entraxe importante (ratio entraxe sur longueur proche de 1). Dans ce cas, un ratio de volume autour de 1,2 peut être atteint, cela correspond à des ratios hauteur sur longueur supérieurs à 0,1.

# Conclusion et perspectives

D'un point de vue économique, les débouchés d'une solution « BLC feuillus » semblent être uniquement sur des éléments soumis à de l'effort normal, traction ou compression pour des
éléments peu élancés. En imaginant, par exemple, un surcoût de fabrication de 40% par rapport à un BLC résineux, ce surcoût pourrait être compensé par un gain de matière équivalent sur des poteaux de section carrée avec un élancement inférieur à 50 et sur des tirants. En revanche, il ne pourrait pas être compensé sur des poutres.

<figure><img src="image_121.png" /><figcaption>Fig. 3 : Ratio de volume matière résineux/ feuillus – poutre en flexion – scenario plancher bureau</figcaption></figure>

<figure><img src="image_122.png" /><figcaption>Fig. 4 : Ratio de volume matière résineux/ feuillus – poutre en flexion – scenario toiture légère</figcaption></figure>

Pour optimiser les usages de BLC feuillus, il conviendrait donc de préciser en premier lieu les caractéristiques utiles pour les éléments soumis à un effort normal. Cela pourrait passer par une meilleure corrélation entre la propriété de résistance utilisée pour le classement (résistance à la flexion $f_{m,0,k}$, ou peut-être la résistance à la traction $f_{t,0,k}$ à terme) et les propriétés spécifiquement utilisées pour des éléments soumis à des efforts normaux (résistance à la traction $f_{t,0,k}$, résistance à la compression $f_{c,0,k}$ et masse volumique $\rho_k$ pour la portance locale des connecteurs). De plus, il conviendrait d'optimiser les résistances des assemblages pour des éléments soumis à des efforts normaux, afin d'en diminuer le coût. Cela pourrait se faire avec une diminution du nombre de broches via une meilleure connaissance de l'influence du frettage sur la portance des broches, et sur la rupture par fendage dans un assemblage.

## Remerciements

Ce projet est réalisé en collaboration avec le CRITT-bois et l'entreprise Weisrock. Il a été financé par l'Etat dans le cadre de France 2030 opéré par l'ADEME.

## Références

Institut National de l'Information Géographique et Forestière (2023) Inventaire forestier national – Mémento.

Vacek Z, Vacek S, Cukor J (2023) European forests under global climate change: Review of tree growth processes, crises and management strategies, Journal of Environmental Management, 332.

Aicher S, Cristian, Zachary C, Dill-Langer G (2014) Hardwood Glulams – Emerging Timber Products Of Superior Mechanical Properties, World Conference on Timber Engineering.

Schlotzhauer P, Kovryga A, Emmerich L, Bollmus S, Van de Kuilen JW, Militz H (2019) Analysis of Economic Feasibility of Ash and Maple Lamella Production for Glued Laminated Timber, Forest 10, 529.

Torno S, Knorz M, Van de Kuilen JW (2013) Supply of beech lamellas for the production of glued laminated timber. International Scientific Conference on Hardwood Processing.
# Projet Wood2Wood : Décontamination et valorisation matériau du bois post-consommateur par couplage de procédés thermochimique et biologique.

GIUSTINIANI Coline<fnref n="1" />, AYADI Melek<fnref n="1" />, ANTOINE Marie-Laure¹², PERRIN Christelle<fnref n="1" />, LALLEMAND Julien<fnref n="1" />, BESSERER Arnaud<fnref n="1" />, BROSSE Nicolas<fnref n="1" />

**Mots clefs** : explosion à la vapeur ; dépollution ; bois déchets ; mycocomposite ; biosorption

## Contexte et objectifs

Ce travail de thèse portant sur l'élaboration de mycocomposite par procédés couplant des voies thermochimique et biologique, s'inscrit dans le cadre du projet horizon « Wood to Wood (W2W) ». Dans sa globalité, W2W vise la valorisation multidimensionnelle en cascade de bois issus des déchets de construction et de démolition, de meubles. Le projet se divise en quatre éléments/piliers fondamentaux : 1) Technologies avancées de séparation et de tri ; 2) Processus et technologies de recyclage ; 3) Outils numériques pour l'amélioration des flux circulaires de matériaux secondaires ; et 4) Cadre de soutien en matière de politique, de marché et de compétences. W2W a pour objectif de mettre en place des chaînes de valeur efficaces et durables pour la production de bois dépollué, de matériaux de construction biocomposites, de biopolymères, de polyols, de détergents chimiques et la récupération de nutriments, grâce à l'utilisation de technologies et d'outils qui permettent de sélectionner des voies optimales en cascade pour les utilisations ultérieures des produits du bois et de leurs matériaux. L'approche holistique de W2W vise à réduire la demande de matériaux vierges, à diminuer la quantité de déchets envoyés en décharge ou à l'incinération, à permettre la création de nouveaux produits à valeur ajoutée à partir de ces déchets, et à soutenir la transition vers une économie circulaire en favorisant des systèmes en boucle fermée où les matériaux sont réutilisés en continu.

Le travail de thèse présenté ici, s'inscrit au sein du pilier 2 « Processus et technologies de recyclage », et plus particulièrement dans les activités relatives aux « Approches innovantes d'élimination des additifs à l'aide de procédés chimiques et de biorestauration avancés pour une gestion durable des déchets bois ». En effet, ce travail de recherche s'articule autour de deux grands axes : i) le transfert du procédé d'élimination de la résine UF (Urée-Formaldéhyde) des fibres de MDF (Medium Density Fiberboard) (Troilo et al. 2023) à un mélange de particules de bois BR1 et BR2 (Bois de Récupération classés déchets non dangereux) puis de bois C (Bois Récupérés classé déchets dangereux), en s'appuyant sur les capacités de biosorption et d'élimination de biocides organiques, mises en évidence dans les travaux récents (Pandharikar et al. 2022), tout en les couplant au procédé d'explosion à la vapeur à l'échelle pilote (dispositif disponible sur le campus bois d'Epinal). ii) Les effluents liquides provenant du procédé seront soumis à une biodégradation en utilisant à la fois des champignons lignivores et des champignons détoxifiants, selon le protocole récemment mis en place au sein du laboratoire. (Troilo et al. 2023). Le dispositif de filtration reposera sur la mise en place d'une fermentation mixte en réacteur agité impliquant un matériau composite à haut potentiel de sorption : un mycocomposite réalisé à partir de bois BR1 détoxifié par explosion à la vapeur. En effet, les premiers résultats obtenus (Aguilar et al. 2024) sont encourageants et montrent que l'explosion à la vapeur permet de fonctionnaliser le bois, tout en stimulant la croissance fongique, permettant ainsi la fabrication de mycocomposites à partir de bois BR1. Des essais d'explosion

<footnote n="1">¹Université de Lorraine, LERMAB, France</footnote>

<footnote n="2">²ENSTIB, 27 rue Philippe Séguin, 88000 Epinal, France
[coline.giustiniani@univ-lorraine.fr](mailto:coline.giustiniani@univ-lorraine.fr)</footnote>
à la vapeur sur des mycomposites, en vue de produire des molécules d'intérêts comme le chitosan et des fibres de bois bifonctionnelles, seront également réalisés.

## Matériels et méthodes

Le matériel utilisé sera le bois BR1 et BR2, envoyés par les partenaires du projet (CF2P et Ecomaison). L'espèce fongique étudiée sera le Trametes versicolor.

La caractérisation des fibres et des matériaux obtenus sera réalisée selon une approche multimodale et multi-échelle. Les techniques telles que la microcopie corrélative, la tomographie aux rayons X, la SPIR (spectroscopie dans le proche infrarouge) et diverses techniques de chimie analytique (UHPLC [chromatographie liquide à ultra-haute performance], XRF [Spectrométrie de fluorescence X], HPTLC [chromatographie sur couche mince haute performance], ...) seront utilisées en combinaison avec techniques de caractérisation des propriétés physique des matériaux élaborés (porosité, lambdamétrie, acoustique, etc.).

## Résultats attendus

En fonction des premiers résultats obtenus, le procédé d'explosion à la vapeur sera optimisé afin d'obtenir les matières ou molécules d'intérêt selon les modalités désirées. Les mycocomposites constitués de bois BR1 dépollués, devront être capable de capter les molécules polluantes par phénomène de sorption. Les conditions de culture du champignon seront également optimisées.

## Conclusion et perspectives

A terme, ce projet permettra à la fois de revaloriser le bois « déchet », de produire de nouveaux matériaux innovants, ainsi que d'extraire des molécules d'intérêts. Cette approche multifactorielle s'appuie sur l'envie de dynamiser l'ensemble de la filière bois, le tout en ayant une approche d'économie circulaire durable.

## Remerciements

Ce travail fait partie du projet W2W Horizon Europe, financé par l'Union européenne. Les auteurs remercient la CF2P, Ecomaison, ainsi que l'ensemble de 22 autres partenaires du projet.

## Références

Aguilar K, Figel L, Saker S, Soufflet L, Brosse N, Besserer A (2024) Steam Explosion: A Booster for Fungal Growth in a Myco-composite, ACS Sustainable Chemistry & Engineering, 12: 11650-11659.

Pandharikar G, Claudien K, Rose C, Billet D, Pollier B, Deveau A, Besserer A, Morel-Rouhier M (2022) Comparative Copper Resistance Strategies of *Rhodonia placenta* and *Phanerochaete chrysosporium* in a Copper/Azole-Treated Wood Microcosm, Journal of Fungi, 8(7): 706.

Troilo S, Besserer A, Rose C, Saker S, Souffle L, Brosse N (2023) Urea-Formaldehyde Resin Removal in Medium-Density Fiberboards by Steam Explosion: Developing Nondestructive Analytical Tools. ACS Sustainable Chemistry & Engineering, 11: 3603-3610.
# Couplage ACV/AFM dynamique pour l'ACV de transition :
## application à la filière forêt-bois française

<u>BOUTIN Alexis</u>¹,², MICHAUD Franck¹, VENTURA Anne², FRANCOIS Cyrille³

¹ ESB, LIMBHA, Nantes, France,

² Univ Gustave Eiffel, MAST-GPEM, Bouguenais, France,

³ ENTPE, LAET, Vaulx-en-Velin, France

[alexis.boutin@lilo.org](mailto:alexis.boutin@lilo.org)

**Mots clefs** : Analyse Flux Matière (AFM), Analyse du Cycle de Vie (ACV), ACV de transition, Couplage, Dynamique, Prospective

## Contexte et objectifs

La santé de la forêt française est menacée, notamment par les impacts du changement climatique (crise des scolytes, sécheresses, incendies, etc.), et sa capacité à répondre aux besoins toujours croissants de l'industrie pourrait donc être compromise d'après l'Académie des sciences (2024). Une priorisation des usages du bois devra être décidée à l'échelle des territoires (régions, France métropolitaine, etc.), si sa disponibilité se trouve limitée. Le classement traditionnel de « noblesse d'usage » du bois (bois d'œuvre, bois d'industrie puis bois énergie) n'est pas forcément le meilleur au regard de son potentiel d'atténuation du changement climatique en fonction du contexte local, au travers des trois services qu'elle rend (appelés 3S pour Séquestration, Stockage et Substitution).

L'analyse de cycle de vie (ACV) des produits permet de comparer des produits ayant des fonctions identiques, ceux-ci pouvant être constitués de matériaux différents, mais ne prend en compte ni l'adéquation entre la ressource disponible et la demande pour chaque usage, ni la variabilité des fonctionnalités rendues par les différents scénarios d'usage de cette ressource. Pour prendre en compte la disponibilité des ressources par rapport à la demande, il faut tenir compte des résultats obtenus grâce à l'analyse flux matière (AFM). Pour répondre à la question « pour une unité de bois, quelle est la chaîne de valeur la plus vertueuse sur chacun des différents impacts environnementaux et notamment le changement climatique ? », il faut pouvoir autoriser une variabilité des fonctionnalités car chaque scénario de chaîne de valeur différente produira potentiellement des fonctionnalités différentes.

Il est donc nécessaire d'avoir une approche plus holistique pour répondre à ces questions, en intégrant l'ensemble de la chaîne de valeur découlant de la ressource forestière et les quantités totales produites et consommées sur un territoire donné dans leur cadre socio-économique. C'est l'objet d'une nouvelle méthode d'analyse environnementale, baptisée ACV de transition par Ventura (2022), permettant de prendre en compte la dynamique des systèmes et d'évaluer l'impact de scénarios prospectifs sur un système entier pour répondre à ces problématiques.

## Matériel et méthode

La méthodologie suivie s'articulera autour de 3 axes principaux :

* Les limites du système étudié par l'ACV de transition doivent être retravaillées par rapport à celles utilisées pour l'ACV des produits ou l'AFM. Cette démarche mène à la prise en compte de multiples unités fonctionnelles et flux de référence., qui rend caduque le calcul matriciel habituellement utilisé pour résoudre les problèmes d'ACV de produits.
* La prise en compte de la temporalité dans le couplage ACV/AFM nécessitera le recours à un inventaire du cycle de vie dynamique restaurant les relations entre coproduits pour construire une base de données de processus non allouée aux produits multisortants, satisfaisant aux exigences de l'approche systémique de l'ACV de transition, et donc la construction d'une base de données adaptée pour la filière forêt-bois. Pour cela, il faudra connaître le temps de traversée d'une unité de bois à travers la filière, c'est-à-dire le nombre de pas de temps entre la mobilisation de la matière première et sa mise sur le marché comme produit fini.

* Afin d'améliorer la robustesse des données d'inventaire utilisées, une méthode de quantification des incertitudes sera développée, indépendante des choix de modélisation fait.

## Résultats attendus

Une fois les verrous scientifiques levés, le cadre méthodologique préparatoire à l'application de l'ACV de transition à la filière forêt-bois en France sera réalisé (réseaux d'acteurs mis à part, relevant davantage des SHS). Les AFM précédemment développées par Boutin (2023) et le projet ADEME BACCFIRE seront utilisées comme points de départ de ce travail, de même que les scénarios de ces projets serviront de base pour modéliser la partie prospective et évaluer les évolutions temporelles des impacts environnementaux de la filière entre aujourd'hui et les horizons 2030 et 2050. Les apports méthodologiques développés lors de cette thèse pourront de la même manière (sous réserve que les développements soient compatibles dans leurs chronologies), alimenter le projet BACCFIRE, présentée par Fournier et Deleuze (2023). En particulier, la méthode de quantification d'incertitudes développée dans cette thèse pourra alimenter l'AFM réalisée dans le cadre de BACCFIRE et améliorer la robustesse de son modèle.

## Conclusion et perspectives

La méthodologie développée durant cette thèse permettant la réalisation d'ACV de transition devra être réplicable à d'autres filières que la filière forêt-bois.

Cette thèse s'intégrera dans la communauté de recherche du secteur et y communiquera ses résultats comme François et Boutin (2024), et s'articulera autour de des projets de recherche déjà existants, tels que les projets ADEME Graine BACCFIRE et WOODYN (débutant en même temps que cette thèse et en élargissant son cadre, et centré sur la dynamisation du système et la révision d'indicateurs ACV dynamiques).

## Références

* Académie des sciences (2024) Les forêts françaises face au changement climatique. https://www.academie-sciences.fr/pdf/rapport/060623_foret.pdf

* François C, Boutin A (2024) Webinaire Analyse de flux de bois dans la filière Forêt-Bois, https://clap.univ-eiffel.fr/videos/webinaire-afms-filiere-foret-bois-20240124-v1/

* Boutin A (2023) Analyse de flux de matière de la filière forêt-bois à partir des consommations finales, EVEA, Université Gustave Eiffel. https://hal.science/hal-04443449

* Fournier S, Deleuze C (2023) Développement de schémas de filières génériques pour calculer la contribution du secteur forestier à l'atténuation : présentation du projet BACCFIRE et de ses liens avec la plateforme Capsis. https://capsis.cirad.fr/capsis/_media/documentation/reports/25_forem_2023_s.fournier.pdf

* Ventura A (2022) Transition life cycle assessment: A new method to face ecological transition, Front. Sustain., vol. 3, p. 801668, doi: 10.3389/frsus.2022.801668
# Un modèle numérique au cœur de la stratégie d'optimisation du séchage du bois alimenté par des énergies intermittentes

STÉPHAN Antoine¹, PERRÉ Patrick²,³, L'HOSTIS Clément⁴, RÉMOND Romain¹

¹Université de Lorraine, INRAE, LERMAB, 88000 Épinal, France

¹Université Paris-Saclay, CentraleSupélec, LGPM, 91190 Gif-sur-Yvette, France

¹Université Paris-Saclay, CentraleSupélec, LGPM, Centre Européen de Biotechnologie et de Bioéconomie (CEBB), 51110 Pomacle, France

¹FCBA – Institut Technologique Forêt Cellulose Bois-construction Ameublement, 77420 Champs-sur-Marne, France

romain.remond@univ-lorraine.fr

**Mots clefs** : modélisation multi-échelles ; optimisation aléatoire ; automate avancé ; méthode inverse

## Contexte et objectifs

Le séchage naturel est un processus intermittent, qui alterne entre des conditions sévères et douces de séchage, c'est à dire respectivement entre des humidités d'équilibre (EMC) basses et hautes. Dans les régions fortement exposées aux radiations solaires des séchoirs solaires peuvent être utilisés pour accélérer le processus (Luna et al 2009), mais sans contrôle de l'humidité d'équilibre la qualité du séchage n'est pas garantie. Pour pallier à cette situation tout en tirant parti de l'énergie solaire pour le séchage du bois plusieurs travaux se sont intéressés aux systèmes hybrides, comme dans le projet SolarWood (Bailly et al 2020). Des conduites traditionnelles ont été appliquées dans un séchoir à air chaud climatisé, partiellement alimenté par des panneaux solaires thermiques. Dans cette configuration et dans le cas des essences étudiées les résultats annonçaient un retour sur investissement trop long et le système n'a donc pas été testé à l'échelle industrielle.

Les automates utilisés dans le séchage du bois ont des fonctions sommaires de régulation des paramètres de consigne selon les tables de séchage et l'humidité du bois (MC). Certains travaux ont utilisé la logique floue ou des approches statistiques pour permettre d'utiliser les connaissances empiriques et de les implémenter dans des automates de régulation (Wang et al 2001, Allegretti et al 2012), apportant ainsi de nouvelles fonctionnalités attendues par l'industrie. Dans cette même dynamique des travaux ont utilisé des réseaux de neurones pour prédire la qualité du séchage (Aghbashlo et al 2015). La difficile collecte des données nécessaires à leur robustesse rend ces approches encore inadaptées au contrôle de la qualité de séchage. Dans notre cas, où une énergie fluctuante serait utilisée pour le séchage du bois, la gestion des aléas énergétiques requiert une quantité de données plus importante encore.

Des approches déterministes pour le séchage du bois ont été développées dans les quarante dernières années grâce notamment aux avancés dans la modélisation numérique et l'accès facilité aux puissances de calcul. Ces outils ont désormais un potentiel de prédiction et sont utilisés dans l'optimisation du séchage industriel. Certains d'entre eux ont déjà permis de réduire la consommation énergétique du séchage sous vide (Perré et al 2007) et de réduire les coûts du séchage (Salin 2001). L'utilisation d'énergies intermittentes (énergies renouvelables ou de récupération d'autres industries, EnR&R) pour réduire la consommation d'énergie fossile est l'objectif principal de ce travail. Une optimisation semble nécessaire pour atteindre cet
objectif, car les tables traditionnelles et les bases de données empiriques ne permettent pas à un contrôleur de gérer des conditions fluctuantes.

La première partie de ce document présente la stratégie globale adoptée pour tirer parti d'une énergie fluctuante dans le séchage du bois, en tenant compte de plusieurs critères objectifs. Des résultats et perspectives sont présentés dans la deuxième partie.

## Matériel et méthode

La stratégie globale suivie dans ce travail est présentée en Fig. 1. Le cœur de l'approche est le modèle numérique qui estime les meilleures conditions à appliquer au séchoir selon les différentes données d'entrée : (1) l'historique des conditions vues par la charge de bois ; (2) l'énergie disponible à l'instant t et sa prévision ; (3) les attentes ou objectifs de l'utilisateur en terme de durée, qualité, coût et énergie ; (4) le signal retour des capteurs précisant la cinétique réelle de séchage de différentes planches de la pile de bois.

<figure><img src="image_123.png" /><figcaption>Fig. 1 : Schéma de la stratégie adoptée dans ce travail.</figcaption></figure>

Les différentes composantes de cette stratégie sont décrites dans les sections suivantes.

### Le modèle numérique du séchage du bois : Multi_Wood_DryS

Au cœur de cette stratégie (Fig. 1), le code multi-échelles et multi-physiques Multi_Wood_DryS (Perré et Rémond 2006) a été utilisé. Ce modèle simule le séchage aux trois échelles imbriquées : séchoir, pile et planche. Le code numérique utilisé à l'échelle locale (planche) est une version monodimensionnelle du code TransPore (Perré et Turner 1999) qui permet de simuler les transferts couplés de masse et de chaleur en milieu poreux. Un modèle mécanique (Rémond et al 2007) a été intégré dans TransPore pour estimer les contraintes et déformations qui se développent pendant le séchage afin d'évaluer les risques de dégradation de la qualité. L'échelle pile permet de simuler le séchage simultané de plusieurs centaines de planches et prend en compte la variabilité du bois (Perré et al 2007) ainsi que les interactions entre l'air circulant dans la pile et les planches de bois. A l'échelle du séchoir le code Multi_Wood_DryS calcule la consommation énergétique nécessaire pour atteindre et maintenir les conditions de séchage, en considérant les performances du séchoir et le comportement de la pile (Perré et al 2007). Des présentations plus détaillées peuvent être trouvées dans ces références.

Le modèle multi-échelles Multi_Wood_DryS a été combiné avec un code d'optimisation (Stéphan et al 2024a) pour proposer des conduites de séchage adaptées aux critères de l'opérateur en termes de consommation énergétique, de qualité, de durée et de coût, ces derniers étant pondérés dans une fonction objective, que le code minimise.
Pour prédire le séchage le code de simulation a besoin de connaître des caractéristiques du matériau et des spécificités de la charge de bois. La méthode inverse permet d'estimer certaines de ces propriétés matérielles depuis les sorties observées du processus, notamment la cinétique de séchage. Ouertani et al (2024) a montré que le code TransPore peut estimer les principaux coefficients de transfert, à savoir le coefficient de diffusion et la perméabilité intrinsèque, à partir des cinétiques de séchage au cœur d'une planche, par méthode inverse.

## Système hybride : séchoir industriel et panneaux solaires PV/T

L'approche développée dans ce travail va être testée sur un séchoir pilote de FCBA Bordeaux. Il s'agit d'un traditionnel séchoir à air chaud climatisé (charge utile de 1 à 2 m³, Cathild Industrie SA, France) qui a été couplé à des panneaux solaires et photovoltaïques (panneaux hybrides, Cogen'air, Base innovation, Marcheprime, France), à une pompe à chaleur eau/eau et à un ballon tampon. Ces différents éléments sont couplés pour collecter l'énergie solaire lorsqu'elle est disponible, la stocker et/ou l'utiliser pour répondre aux besoins du séchoir ; il est ainsi possible de n'utiliser que l'énergie électrique pour les batteries de chauffe, ou de bénéficier de la contribution de l'énergie solaire.

## Caractérisation de la déformation mémoire sous conditions cycliques

La déformation mémoire du bois peut réduire les contraintes de séchage, et notamment s'il est alimenté par des EnR&R, où peuvent advenir des variations cycliques d'humidité, favorables à son activation. La difficulté à modéliser le développement des déformations mémoire complique l'estimation des contraintes de séchage. L'essai fourche (Stéphan et al. 2024b) a permis d'isoler la déformation mémoire d'échantillons de bois soumis à des cycles de séchage/humidification. Ce dispositif mesure la contrainte et la déformation d'un échantillon de bois fin fixé à l'extrémité d'une fourche en aluminium et soumis à différentes humidités. Elle induit un retrait-gonflement gêné dont la mesure est comparée à celle d'un échantillon jumeau ayant un retrait-gonflement libre pour isoler la part de déformation mémoire.

## Résultats et discussion

### Avancement sur ces différentes parties de l'approche globale

### Estimation de la déformation mémoire sous conditions cycliques

La déformation mémoire augmente avec l'accumulation de variations de MC et tend vers une limite (Fig. 2). Le modèle mécanique actuellement utilisé, qui reprend le modèle mécanosorptif de Fortino et al (2009), donne une simulation de l'essai fourche assez proche des mesures expérimentales (Fig. 2). Les essais fourche apportent cependant des données permettant d'améliorer la formulation du modèle mécanosorptif en identifiant les jeux de paramètres de différentes essences et orientations matérielles.

<figure><img src="image_124.png" /><figcaption>Fig. 2 : Déformation mémoire mesurée par l'essai fourche et simulé avec le modèle mécanique, en fonction de l'accumulation des variations de MC (Stéphan et al. 2024)</figcaption></figure>
<figure><img src="image_125.png" /><figcaption>Fig. 3 : a) Conduites de séchage optimisées pour des planches de hêtre, le domaine couvert par les fonctions trajectoires est en rouge transparent, les conduites optimisées sont pour la température sèche (gauche) et l'humidité d'équilibre (droite) selon les différents critères d'optimisation (Stéphan et al. 2024) ;
b) comparaison entre les profils de teneur en eau et les cinétiques de séchage d'après les paramètres de transferts mesurés et simulés sur une planche de bouleau (Ouertani et al. 2024).</figcaption></figure>

## Méthode inverse et approche prospective dans le modèle numérique

Le code a démontré sa capacité à trouver la meilleure trajectoire d'un paramètre de table de séchage selon les attentes de l'opérateur (Fig. 3a). De plus, il peut estimer les paramètres de transfert en entrée d'après la cinétique de séchage mesurée (Fig. 3b) ; avec la seule mesure de MC à cœur l'analyse inverse a trouvé des paramètres proches des valeurs mesurées, qui permettent donc au code de reproduire assez fidèlement l'évolution des profils de MC d'une planche au cours du séchage, comparée aux mesures réalisées au densitomètre à rayons X. L'analyse inverse peut aussi être réalisée à partir des teneurs en eau à cœur mesurées par des sondes résistives, ce qui représente une opportunité, pour les sécheurs industriels, de caractériser le matériau en cours de séchage, et donc potentiellement d'optimiser la conduite du séchage selon la charge réelle. Cette méthode réussit à trouver des paramètres d'entrée même avec une petite portion de la cinétique de séchage, ce qui fera l'objet d'une publication prochaine.

Par ces modélisations, par apprentissage et prédiction en cours de séchage, il pourrait être possible de gérer des aléas en cours de séchage tels qu'ils pourraient survenir lors de l'utilisation d'énergie intermittente (EnR&R).

## Implémentation de ces deux approches dans un séchoir industriel

Cette partie présente des résultats obtenus avec le séchoir de FCBA. Au sein d'une pile de planches les cinétiques de séchage de 9 planches ont été mesurées (Fig. 4a). Il s'agit des seules informations connues sur l'ensemble de la centaine de planches séchées, et ne sont pas nécessairement représentatives de l'ensemble de la pile, tel que l'illustre la figure 4b. Les conduites de séchage optimisées doivent cependant être suffisamment robustes pour ne pas être trop sévères pour les planches qui s'éloignent fortement des planches instrumentées, en termes de MC et de propriétés de transfert.
<figure><img src="image_126.png" /><figcaption>Fig. 4 : a) Cinétiques de séchage mesurées sur 9 planches instrumentées dans la charge de bois, b) teneurs en eau initiales et finales mesurées pour toutes les planches (les points rouges correspondent aux planches instrumentées).</figcaption></figure>

## Perspectives

Pour le moment la stratégie d'optimisation du modèle est basée sur les conduites traditionnelles, qui augmentent généralement la température et diminuent l'humidité d'équilibre avec la diminution de MC. L'utilisation d'énergie intermittente va nécessiter de complètement revoir cette stratégie. Pour le modèle numérique, l'historique de séchage est contenu dans le matériau par ses champs de MC, déformations mémoires et contraintes. Cependant, au cours du séchage, l'horizon de calcul du code, dans son choix d'évolution des paramètres (température, humidité de l'air, vitesse d'air, apport énergétique auxiliaire) peut se réduire si les conditions de séchage étaient trop sévères en début de séchage. La question de la stratégie d'optimisation à adopter dans le cas d'énergies fluctuantes, dont la prévision va de quelques jours pour les énergies renouvelables à quelques semaines pour les énergies de récupération, est donc déterminante. D'autant plus que la qualité finale du processus dépend de l'ensemble de toute l'histoire vue par le matériau au cours du séchage. Deux stratégies vont pour le moment être explorées dans nos travaux futurs pour répondre à cette question, en considérant une énergie prévisible à court terme :

* L'énergie est stockée et le séchage se poursuit si possible dans les mêmes conditions. Cette stratégie ne présente pas de risques pour la qualité finale, et permet de compenser les aléas de l'approvisionnement énergétique, au détriment de son empreinte environnementale.

* Toutes les énergies disponibles à l'instant t sont utilisées pour accélérer le séchage. La durée est potentiellement réduite mais cela présente des risques en cas de ruptures dans l'approvisionnement énergétique et peut limiter les possibilités futures par un séchage trop sévère. Cette approche repose sur la capacité du modèle à savoir ce qui peut être réalisé sans compromettre la qualité finale du bois séché.

La prise en compte de l'hétérogénéité des planches est aussi nécessaire, et permettrait de réaliser l'optimisation sur des charges de bois aux propriétés contrastées. Différents scénarios énergétiques devraient aussi être générés, afin de trouver les scénarios critiques ; le code pourrait alors sélectionner la solution la plus robuste pour ces différents scénarios, dans un nuage de solutions autour d'un objectif.

## Conclusion et perspectives

Ce papier synthétise plusieurs travaux qui montrent l'avancée vers une utilisation optimale d'énergies fluctuantes dans le séchage du bois. Il s'agit d'étapes intermédiaires dans le développement d'un automate de régulation avancé pour le séchage du bois, basé sur un modèle déterministe. Le potentiel de cette approche est important et plusieurs résultats ont été présentés. Enfin des questions, des limites et des perspectives prometteuses ont été exposées.
Remerciements

L'ADEME et FCBA financent cette thèse et sont ici remerciés pour leur soutien.

Références

Aghbashlo M, Hosseinpour S, Mujumdar A S (2015) Application of Artificial Neural Networks (ANNs) in Drying Technology: A Comprehensive Review. Drying Technology, 33 (12), 1397–1462.

Allegretti O, Cuccui I, Ferrari S, Sione A (2012) Dtouch - Drying Has Never Been so Easy. In The Future of Quality Control for Wood & Wood Products', The Final Conference of COST Action E53, 4-7th May 2012, Edinburgh, p 9.

Bailly O, L'Hostis C, Guennec T, Ackermann S (2020) Energie solaire : apports thermique et électrique complémentaires pour les séchoirs de bois d'œuvre, FCBA, 58 p.

Fortino S, Mirianon F, Toratti T (2009) A 3D Moisture-Stress FEM Analysis for Time Dependent Problems in Timber Structures. Mech Time-Depend Mater, 13 (4), 333.

Luna D, Nadeau J-P, Jannot Y (2009) Solar Timber Kilns: State of the Art and Foreseeable Developments. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 13 (6), 1446–1455.

Ouertani S, Stéphan A, Perré P, L'Hostis C, Rémond R (2024) Evaluating Moisture Transfer Properties of Wood by Inverse Analysis of Moisture Content Profiles Determined during Drying by X-Ray Attenuation. Drying Technology, 42 (1), 168–181.

Perré P, Rémond R (2006) A Dual-Scale Computational Model of Kiln Wood Drying Including Single Board and Stack Level Simulation. Drying Technology, 24 (9), 1069–1074.

Perré P, Rémond R, Aléon D (2007) Energy Saving in Industrial Wood Drying Addressed by a Multiscale Computational Model: Board, Stack, and Kiln. Drying Technology, 25 (1), 75–84.

Perré P, Turner I W (1999) TransPore: A Generic Heat and Mass Transfer Computational Model for Understanding and Visualising the Drying of Porous Media. Drying Technology, 17 (7–8), 1273–1289.

Rémond R, Passard J, Perré P (2007) The Effect of Temperature and Moisture Content on the Mechanical Behaviour of Wood: A Comprehensive Model Applied to Drying and Bending. European Journal of Mechanics - A/Solids, 26 (3), 558–572.

Salin J-G (2001) Determination of the Most Economical Drying Schedule and Air Velocity in Softwood Drying. COST Action E15, 11-13th June 2001, Helsinki, Finland, p10.

Stéphan A, Perré P, L'Hostis C, Rémond R (2024a) Mechanistic-Based Probabilistic Optimization of Industrial Wood Drying Considering Energy Consumption, Process Duration, Quality and Cost. Drying Technology, 0 (0), 1–10.

Stéphan A, Perré P, L'Hostis C, Rémond R (2024b) Fork and Flying Wood Tests to Improve Prediction of Board Stress Development during Drying. In Hardwood Conference Proceedings, 30-31st May 2024, Sopron, Hungary.

Wang X G, Liu W, Gu L, Sun C J, Gu C E, de Silva C W (2001) Development of an Intelligent Control System for Wood Drying Processes. In 2001 IEEE/ASME International Conference on Advanced Intelligent Mechatronics. Proceedings (Cat. No.01TH8556), Vol. 1, pp 371–376.
# Contribution au diagnostic mécanique d'une structure en bois du patrimoine

BOUHLEL Sarra¹, COINTE Alain¹, MAURIN Emmanuel², HISTACE Aymeric³, MELINGE Yannick²

¹Institut de Mécanique et d'Ingénierie (I2M), Université de Bordeaux

²Laboratoire de recherche des monuments historiques (LRMH), CRC - MNHN, CNRS, Ministère de la Culture - UAR 3224

³Equipe Traitement de l'Information et Systèmes (ETIS), UMR 8051, CY Cergy Paris Université, ENSEA, CNRS
sarra.bouhlel@u-bordeaux.fr

**Mots clefs** : Patrimoine bois ; Diagnostic ; Lois de similitude ; Séchage ; Mécanosorption ; Assemblage bois-bois ; Monitoring

## Contexte et objectifs

L'évaluation de la santé structurale d'un patrimoine en bois est très complexe. Seule l'expérimentation permet d'en obtenir une évaluation fiable. Toutefois, les essais à taille réelle s'avèrent souvent peu concluants, coûteux et parfois même irréalisables. Dans ce projet, la solution alternative consiste à mettre en place une maquette à échelle réduite du rez de chaussée de la « Halle de Villeréal » (Fig. 1), située dans le département du Lot-et-Garonne.

<figure><img src="image_127.png" /><figcaption>Fig. 1 : Vue 3D de la Halle de Villeréal à l'échelle 1/1</figcaption></figure>

<figure><img src="image_128.png" /><figcaption>Fig. 2 : Vue 3D du modèle réduit à l'échelle 1/3</figcaption></figure>

L'inspection visuelle de cet édifice patrimonial du XVIe siècle, construit en bois de chêne à l'état vert, révèle divers désordres, tels que la dégradation de certains éléments, une fissuration dans une poutre de l'enrayure et la détérioration d'assemblages, notamment la rupture de chevilles d'assemblage poteau-poutre de type tenon-mortaise. La préservation de ce patrimoine en bois, ainsi que la garantie de sa résistance et de sa durabilité, demeurent un défi scientifique. Cela est principalement dû au manque d'informations sur le matériau existant, son histoire, ainsi qu'aux limites des outils de diagnostic disponibles.

Dans le cadre d'une inspection approfondie visant à mieux comprendre les causes des désordres observés et à évaluer la tenue mécanique de la « Halle de Villeréal », une maquette en bois de chêne vert a été mise en place dans le département de la Gironde, tout en prenant en compte les effets d'échelle (Fig. 2). Le suivi des déformations dans la maquette, a mis en lumière des phénomènes complexes, tels que le processus de séchage du bois et son impact sur les déformations différées, qui influencent la stabilité structurelle de l'édifice, tant au niveau des assemblages que des éléments porteurs. Ces phénomènes sont analysés dans le projet d'article.
# Matériel et méthode

## Conception de la maquette

Dans nos travaux, la capacité d'accroître l'expertise des assemblages en bois et de mieux diagnostiquer passe par la réalisation d'une maquette du rez de chaussée de la « Halle de Villeréal », conçue selon des lois de similitude. Ces lois permettent d'établir des relations qui lient la réponse du modèle réduit à celle du prototype à l'aide de facteurs d'échelle. Chaque facteur d'échelle exprime le rapport d'une variable physique du modèle ($x_m$) et son équivalent du prototype ($x_p$), selon la relation $\lambda_x = \frac{x_m}{x_p}$ (Szucs 1980).

L'analyse dimensionnelle permet d'établir les relations de similitude selon le principe suivant : Deux systèmes peuvent être considérés comme semblables si leurs paramètres adimensionnels, ou paramètres de similitude, sont identiques et restent invariables par changement d'échelle. Elle montre que dans un modèle statique élastique, où les facteurs indépendants choisis sont le facteur d'échelle géométrique $\lambda_L = 1/3$ et celui de module d'Young $\lambda_E = 1$ (conservation des propriétés du matériau), les facteurs d'échelle pour les variables d'intérêt (chargement surfacique (q), contrainte (σ) et déplacement (u)) sont les suivants (Harris et Sabnis 1999) :

$$ \begin{cases} \lambda_E = \lambda_\sigma = 1 \\ \lambda_E = \lambda_q = 1 \\ \lambda_u = \lambda_L = 1/3 \end{cases} $$

Une charge a été appliquée à l'aide d'une citerne souple couvrant une surface de $4,44 \times 4,77 \text{ m}^2$ et un volume d'eau de $10,3 \text{ m}^3$, soit une charge équivalente à $486 \text{ kg/m}^2$. Cette charge surfacique est équivalente à celle appliquée sur le plancher du rez-de-chaussée de la structure réelle « Halle de Villeréal », qui mesure environ 14,5 m de côté et 4,8 m de hauteur. La maquette, également de forme carrée avec des côtés d'environ 4,8 m et 1,7 m de hauteur, repose sur des poteaux disposés selon deux carrés concentriques.

## Instrumentation et monitoring de la maquette

Cette approche expérimentale repose sur l'application d'un chargement surfacique au plancher d'une maquette exposée à un environnement climatique réel. Chaque élément de la structure subit ainsi des sollicitations mécaniques et hydriques. La nature des contraintes mécaniques varie en fonction de la transmission de la charge, de la position et du rôle de chaque élément dans la structure, ainsi que de l'orientation des fibres du bois par rapport à la direction de la charge. Comme l'illustre la Fig. 2, le bois du carré externe, directement exposé aux fluctuations climatiques, relève de la classe de service 3, tandis que le portique intérieur, étant couvert, est soumis à des conditions moins sévères correspondant à la classe de service 2.

Cette méthodologie permet d'évaluer la réponse des éléments structurels de la maquette, installée depuis six mois, tout en assurant un suivi par monitoring jusqu'à fin 2025. Elle vise également à caractériser le comportement des assemblages traditionnels face aux sollicitations mécaniques et aux variations climatiques. Ainsi, le dispositif expérimental mis en place comprend les éléments suivants :

- Capteurs de mesure : 18 capteurs potentiométriques de référence MMR10 ont été installés pour mesurer les déplacements relatifs entre les différents composants de la structure. En complément, 2 capteurs ont été mis en place pour enregistrer les déplacements absolus (flèches).
- Capteurs environnementaux : 2 capteurs de température et d'humidité de référence HTM2500LF, ont été disposés en des points stratégiques afin de suivre les conditions environnementales de l'air ambiant.

- Système d'acquisition des données : une centrale d'acquisition (imc SPARTAN) et un logiciel de pilotage automatisé (imc STUDIO) ont été configurés pour enregistrer les données toutes les deux secondes.

- Traitement et analyse des données : le logiciel MATLAB a été utilisé pour traiter et analyser les données collectées comprenant des mesures de déplacement, de température et d'humidité.

Le positionnement des capteurs a été défini en fonction des zones présentant des pathologies observées sur la « Halle de Villeréal », comme illustré dans les Fig. 3 à 6.

<figure><img src="image_129.png" /><figcaption>Fig. 3 : Rupture des clefs dans l'assemblage tenon-mortaise entre poteau et poutre</figcaption></figure>

<figure><img src="image_130.png" /><figcaption>Fig. 4 : Capteurs 06 et 07 de mesures de déplacements relatifs entre poteau et poutres de la travée extérieure</figcaption></figure>

<figure><img src="image_131.png" /><figcaption>Fig. 5 : Illustration de l'endommagement mécanique dans des poutres portant le rez de chaussée</figcaption></figure>

<figure><img src="image_132.png" /><figcaption>Fig. 6 : Déplacements verticaux enregistrés par les capteurs 05 et 18, positionnés aux extrémités des poutres de l'enrayure</figcaption></figure>

## Résultats et discussion

Au cours de la période analysée, l'humidité relative ambiante a varié entre 21,58% et 100%, tandis que la température a fluctué entre 7,52 °C et 32,1 °C. La charge appliquée était constante, et le temps de chargement s'est étendu du 28 mars 2024 jusqu'à présent.

Les données expérimentales présentées dans la section suivante couvrent une période de 150 jours, allant du 28 mars au 31 août.

Le monitoring de la déformation de certains éléments au sein de la maquette révèle un retrait dans quelques poutres du plancher. L'évolution du déplacement relatif entre deux poutres (Fig.7), suit une cinétique caractéristique d'un phénomène de fluage, marquée par une phase transitoire où la vitesse de déformation diminue, suivie d'une phase secondaire à vitesse stable. Ce comportement résulte du déplacement longitudinal induit par la flexion de l'une des poutres, combiné au retrait transversal de l'autre. La figure 8 met en évidence un déplacement particulièrement prononcé, mesuré par le capteur 08, dû au retrait tangentiel de la poutre A1 du plancher, dont la section est présentée dans la Fig. 9a. Ce déplacement, atteignant environ 3,5 mm, est presque deux fois supérieur à ceux relevés par les capteurs 09, 16 et 17 (environ 1,9 mm). Le capteur 09 est principalement dédié à la mesure du retrait transversal de la poutre A2
(Fig. 9b), tandis que les capteurs 16 et 17 mesurent majoritairement le retrait radial de la poutre A3 (Fig. 9c). Ces observations soulignent une différence significative entre les retraits transversaux tangentiel et radial au sein de la structure.

<figure><img src="image_133.png" /><figcaption>Fig. 7 : Disposition des capteurs pour la mesure des variations dimensionnelles transversales</figcaption></figure>

<figure><img src="image_134.png" /><figcaption>Fig. 8: Évolution du retrait transversal des éléments structuraux au cours du temps</figcaption></figure>

<figure><img src="image_135.png" /><figcaption>Fig. 1 : Sections transversales : (a) poutre A1 ; (b) poutre A2 ; (c) poutre A3</figcaption></figure>

En outre, le monitoring du comportement mécanosorptif a été réalisé à travers l'analyse des flèches enregistrés par les capteurs 12 et 20. Ce comportement résulte du couplage entre la contrainte mécanique (flexion des poutres) et les variations d'humidité. L'étude met en évidence l'effet élastique instantané lors du chargement initial, la variation du module due à la variation de l'humidité relative, la déformation hydrique et l'évolution viscoélastique sous charge constante, amplifiée par l'effet mécanosorptif. Ce dernier se traduit par une augmentation de la déformation pendant les phases d'humidification, liée à l'assouplissement progressif des propriétés élastiques sous l'effet de la diffusion du front d'humidité. Il se manifeste également par le phénomène d'hydro-verrou (Fig. 10 et 11), caractérisé par un blocage partiel et temporaire des déformations élastiques en raison de la rigidification du matériau pendant les phases de séchage sous contrainte, suivi d'une reprise du fluage au cours de la phase de ré-humidification (Gril 1988, Dubois et al 2005, Saifouni 2014, Nguyen 2017).

<figure><img src="image_136.png" /><figcaption>Fig. 10 : Évolution temporelle des mesures des flèches enregistrées par les capteurs 12 et 20</figcaption></figure>

<figure><img src="image_137.png" /><figcaption>Fig. 11 : Effet des variations d'humidité sur le comportement mécanosorptif</figcaption></figure>
La Fig. 10 révèle que les flèches mesurées pour les deux poutres de section 9x10 cm² de la travée intérieure, atteignent environ 23 mm après 150 jours. Cette déformation entraîne une compression de la fibre supérieure et une traction de la fibre inférieure de chaque poutre. Par ailleurs, elle induit une rotation au niveau des zones d'assemblage tenon-mortaise entre le poteau d'angle de section 13x13 cm² et la poutre. Cela provoque un double cisaillement des chevilles aux interfaces entre les joues du tenon et celles de la mortaise. Ce mode de déformation, par cisaillement des chevilles, constitue généralement le mécanisme principal de rupture de l'assemblage (Fig. 12 et 13).

<figure><img src="image_138.png" /><figcaption>Fig. 12 : Flexion de la poutre appuyée sur deux poteaux dans la travée intérieure</figcaption></figure>

<figure><img src="image_139.png" /><figcaption>Fig. 13 : Rotation de la zone d'assemblage sous l'effet de la flexion</figcaption></figure>

Pour caractériser l'effet de la variation d'humidité sur le comportement des assemblages tenon-mortaise chevillés entre les poteaux d'angle et les poutres, ainsi qu'entre les poteaux centraux et les poutres, des capteurs de déplacement relatif sont utilisés. Ces dispositifs sont conçus pour mesurer principalement les jeux causés par les variations dimensionnelles transversales (retrait/gonflement) du poteau, ainsi que par le retrait longitudinal de la poutre, qui est nettement moins prononcé (Guitard 1987).

L'évolution des jeux dans les assemblages poteau-poutre révèle des variations plus importantes, atteignant jusqu'à 1,8 mm, notamment au niveau des capteurs 13 et 14 qui mesurent le déplacement relatif dans la travée intérieure. En comparaison, les capteurs 01 et 03, situés dans la travée extérieure, enregistrent des variations ne dépassant pas 0,4 mm (Fig. 14 et 15). Cette différence peut s'expliquer par la cinétique de séchage, les assemblages de classe 2 (travée intérieure) séchant plus rapidement que ceux de classe 3 (travée extérieure). Par ailleurs, la flexion est plus marquée dans la travée intérieure, où les poutres reposent sur deux poteaux, tandis que dans la travée extérieure, la présence de trois appuis réduit cet effet.

<figure><img src="image_140.png" /><figcaption>Fig. 14 : Disposition des capteurs entre le poteau d'angle et la poutre</figcaption></figure>

<figure><img src="image_141.png" /><figcaption>Fig. 15 : Évolution du déplacement relatif dans les assemblages poteau-poutre au cours du temps</figcaption></figure>
L'analyse des assemblages révèle une sensibilité significative aux variations hygrométriques, se manifestant par des fluctuations cycliques liées aux phénomènes de retrait et de gonflement libre du bois. Dans la travée intérieure, l'évolution du déplacement relatif entre poteau et poutre au niveau des assemblages est amplifiée par un double effet : d'une part, la rotation induite par la flexion de la poutre, et d'autre part, l'influence mécanosorptif qui accentue cette flexion. En revanche, cette sollicitation en flexion est limitée dans les assemblages de la travée extérieure où la présence d'un potelet à mi-travée joue un rôle stabilisateur, empêchant ainsi les déformations excessives. Cette différence de comportement souligne l'importance de la configuration structurelle dans la réponse des assemblages aux variations environnementales et aux contraintes mécaniques.

## Conclusion et perspectives

Le diagnostic du comportement mécanique différé d'une structure en bois nécessite une analyse approfondie des assemblages et de la stabilité des éléments structurels, en intégrant les effets des charges à long terme et des variations climatiques. Le couplage thermo-hydro-mécanique, notamment à travers l'effet d'hydro-verrou, accentue la flexion de la poutre portant le tenon, ce qui intensifie la sollicitation en double cisaillement sur les chevilles au niveau des interfaces latérales dans les assemblages de type tenon et mortaise. Ce processus peut engendrer une dégradation prématurée des assemblages.

Bien que le séchage du bois puisse provoquer des fissures importantes dans les éléments structuraux, il reste essentiel d'évaluer la réponse dynamique de la structure à travers une analyse modale expérimentale. Cette approche globale, qui intègre l'étude des contraintes mécaniques, des effets hygroscopiques et des sollicitations dynamiques, permet de garantir la durabilité des ouvrages en bois tout au long de leur cycle de vie, en anticipant et en prévenant les divers facteurs pouvant compromettre leur intégrité structurelle à long terme.

## Remerciements :

La fabrication de la maquette a bénéficié du soutien financier de l'Institut Universitaire de Technologie (IUT) de Bordeaux, du Laboratoire de Recherche des Monuments Historiques (LRMH) et de la Direction Régionale des Affaires Culturelles (DRAC) de Nouvelle-Aquitaine.

## Références

Dubois F, Randriambololona H, Petit C (2005) Creep in wood under variable climate conditions: numerical modeling and experimental validation, Mechanics of Time-Dependent Materials, Vol. 9, pp. 137-202.

Gril J (1988) Une modélisation du comportement hydro-rhéologique du bois à partir de sa microstructure, Thèse de doctorat de l'université Paris 6.

Guitard D (1987) Mécanique du matériau bois et composites, CEPADUES- Editions.

Harris HG, Sabnis GM (1999) Structural modeling and experimental techniques (2nd ed.). CRC Press.

Nguyen SL (2017) Modélisation hydromécanique du bois : Application au sapin blanc du Massif Central, thèse de doctorat, Université Clermont Auvergne.

Saifouni O (2014) Modélisation des effets rhéologiques dans les matériaux : application au comportement mécanosorptif du bois, thèse de doctorat, Université Blaise Pascal.

Szucs E (1980) Similitude and modelling. Elsevier, NY.
# Contribution of oak tree-ring width and stable isotopes to reconstruct hydroclimate variability in central France over the last millennium

HUREAU Charlie¹,², DAUX Valérie²,³, GUILLET Sébastien⁴, BLONDEL François⁴, PIERRE Monique², STIEVENARD Michel², LEBOURGEOIS François⁵, LAVIER Catherine⁶, DUMONT Annie⁷, PERRAULT Christophe⁸, LE DIGOL Yannick⁹, COUTURIER Yann⁹, REGNIER Edouard², GAUTIER Emmanuèle¹

¹Université Paris 1 Panthéon-Sorbonne, Paris, France & Laboratoire de Géographie Physique (LGP), UMR 8591 CNRS/UP1/UPEC, Thiais, France

²Laboratoire des Sciences du Climat et de l'Environnement (LSCE/IPSL), UMR 8212 CEA/CNRS/UVSQ, Gif-sur-Yvette, France

³Université de Versailles Saint-Quentin-en-Yvelines, Versailles, France

⁴Climate Change Impacts and Risks in the Anthropocene (C-CIA), Institute for Environmental Sciences, University of Geneva, Genève, Suisse

⁵Université de Lorraine, AgroParisTech, INRAE, Silva, Nancy, France

⁶Ministère de la Culture (C2RMF), Paris, France & Laboratoire Technologie et Ethnologie des Mondes Préhistoriques (TEMPS), UMR 8068 CNRS/UP1/UPN, Nanterre, France

⁷Ministère de la Culture (DRASSM), Marseille, France & Laboratoire Archéologie, Terre, Histoire et Sociétés (ARTEHIS), UMR 6298 CNRS/UB/MC, Dijon, France

⁸Centre d'Études en Dendrochronologie et de Recherche en Écologie et paléoécologie (CEDRE), Besançon, France

⁹Dendrotech, Betton, France
charlie.hureau@cnrs.fr

**Key words:** climate variability; paleoclimate; tree-ring width; δ¹⁸O; δ¹³C; oak; central France

## Context and objectives

To better understand current global warming, it is crucial to document natural climate variability during the pre-industrial period. This helps to characterize the patterns of variability and identify the forcings driving it, assess the accuracy of the variability simulated by climate models, and determine the role of anthropogenic effects (IPCC 2021).

In Europe, tree-ring width (TRW) and maximum latewood density (MXD) series have been widely used to reconstruct temperature variations over the past millennium, particularly in high-altitude or high-latitude regions (e.g. Briffa et al 1992; Corona et al 2010). At lower altitudes, tree growth is more controlled by drought and precipitation, making these records valuable for characterizing hydroclimate variability (e.g. Büntgen et al 2011, Cook et al 2016, Cooper et al 2013). However, these tree-ring series are affected by age-related effects and stand dynamics trends, requiring standardization procedures that can impact the low-frequency component of the signal (see Helama et al 2017, for a review). The dendroisotopic approach, which is based on the determination of the oxygen and carbon isotopic composition (δ18O and δ13C) in tree-ring cellulose, partly overcomes the issues associated with conventional tree-ring measurements. These isotopic proxies are highly sensitive to water stress, yet they are less affected, or even unaffected, by age-related growth effects. However, although numerous multi-century reconstructions exist across Europe (e.g. Büntgen et al 2021, Treydte et al 2024) and specifically in France (Etien et al 2008, Labuhn et al 2016), there are no millennial
reconstructions based on stable isotopes or tree-ring widths at low altitudes in France. This is notable given that these areas have long been inhabited by human societies for centuries.

Our goal is to deepen the understanding of past climate variability at the regional scale, where changes are more pronounced, by producing the first millennial scale tree-ring width chronology for central France. In parallel, we aim to construct a cellulose δ¹⁸O chronology covering the period 1200-1400 CE, which will help define the climatic transition between the relative warming of the Medieval Climate Anomaly (MCA; ~950-1250 CE) and the cooling of the Little Ice Age (LIA; 1350-1850 CE).

## Material and methods

### Tree-ring width data

Thirty-three tree-ring width chronologies from living oaks, spanning a large area of central France (46-48.5°N, -1.5-7.5°E), were selected from both published (e.g. Lebourgeois et al 2004, 2015, Mérian et al 2011, Pilcher 1996) and unpublished sources (Fig. 1). In addition, three new chronologies were developed. Samples preparation, measurement and dating were conducted at LGP using CooRecorder and CDendro (Larsson 2005).

<figure><img src="image_142.png" /><figcaption>Fig. 1: Tree-ring width (TRW) and stable isotope (TRSI) series studied. TRSI series sites are indicated by labels. The dataset consists of 1,523 series grouped in 141 site chronologies.</figcaption></figure>

To cover the last millennium, we leveraged a vast corpus of wood (> 3,000 series) from historic buildings as well as archaeological remains including ancient bridges, mills, fisheries, etc. excavated from the Loire River bed (e.g. Dumont et al 2014). Here, we present the temporal distribution of the initial data, comprising more than 1,400 individual tree-ring width series that already cover the defined spatiotemporal framework (Fig. 2). These data have been generously provided by French dendroarchaeologists.
## Tree-ring stable isotope data

Among the living trees cored at the VLN site (Fig. 1), the tree-ring latewood from 9 cores was cut with a scalpel over the period 1910-2023. The tree rings were then pooled by year, and α-cellulose from each year was chemically extracted. The isotopic analyses were conducted at LSCE. δ¹⁸O and δ¹³C of α-cellulose was measured by pyrolysis with a high-temperature conversion elemental analyzer (vario PYRO cube) coupled to a mass spectrometer (IRMS, isoprime precisION). Each cellulose sample was measured at least twice. A cellulose reference material (Whatmann CC31) was included in the analysis sequences to correct for analytical drift and normalize the data to internationally accepted standards. The long-term analytical precision based on repeated measurements of CC31 cellulose was within 0.2‰ for δ¹⁸O and 0.1‰ for δ¹³C. For the period 1200-1400 CE, the same protocol was followed. Five cores from 4 sites (BLL, BEH, LAV and POI; Fig. 1) with at least 30y-overlap periods, were included in the isotopic chronology.

<figure><img src="image_143.png" /><figcaption>Fig. 2: Sample distribution of the central France dataset. a) Temporal coverage of 1,523 living, historical and archaeological oaks along with their dataset statistics. b) Coring of living trees, an example of a bridge pier extracted from the Loire River and a microscopic view of a sessile oak showing a sequence of annual tree rings. c) The various types of oak samples analyzed in this study.</figcaption></figure>

## Climate-growth relationships

Temperature (T, Tmax, Tmin) and precipitation (PRE) data from the CRU TS4.08 were extracted at the nearest grid point (0.5° resolution) for each chronology ( crudata.uea.ac.uk/cru/data/hrg/cru_ts_4.08/). Standardized Precipitation-Evapotranspiration Indexes (SPEI) were also obtained (spei.csic.es/). The relationships between TRW and TRSI chronologies and monthly or seasonal instrumental data and SPEI were assessed using bootstrapped Pearson correlations for the period 1910-2023.

## First results

We present here the methodological framework of this work along with the initial findings on growth-climate relationships during the instrumental period. The climate sensitivity of the 3 proxies (TRW, δ¹⁸O and δ¹³C) has been evaluated. Notably, the strong correlation between the June-July SPEI and cellulose δ¹⁸O (r = -0.75), combined with model verification, indicates that
$\delta^{18}$O is the most reliable proxy for reconstructing past hydroclimatic variability (Fig. 3). In contrast, TRW seems to be controlled more by the March-July SPEI and precipitation (r = 0.61).

<figure><img src="image_144.png" /></figure>

Fig. 3: Relationship between the, $\delta^{13}$C, ring width index (RWI) series and the June-July SPEI over the period 1910-2022. Thirty-one-year moving correlations have been calculated to assess the signal stability. Note that the SPEI axis is reversed, meaning that upward values indicate warm and dry years.

## Conclusion and perspectives

The observed correlations between the proxies and instrumental data indicate the potential to reconstruct past hydroclimatic variability. Dry and wet periods can be reconstructed over the last millennium from TRW using the vast corpus of archaeological wood studied, as well as from cellulose $\delta^{18}$O during the period 1200-1400 CE. This will provide new data on both climatic long-term variability and the MCA-LIA transition at low altitude in France.

## Acknowledgements

Tree-ring isotopic analyses performed at LSCE was funded by Université Paris 1 Panthéon-Sorbonne (CCCLIP project) and LTSER Zone Atelier Loire (PALEOCLIMED project). We thank the Office National des Forêts (ONF) at Bertranges for authorizing the tree sampling, and particularly Mr. Cyril Gilet for his support.

## References

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# Effet du vieillissement naturel sur les propriétés physicomécaniques du bois de chêne de la cathédrale Notre Dame de Paris

BOURCHANIN Matteo<fnref n="1" />,<fnref n="2" />, NOUEMSI SOUBGUI Epiphanie<fnref n="3" />,<fnref n="4" />, MATSUO-UEDA Miyuki<fnref n="2" />,<fnref n="5" />, SAUVAT Nicolas<fnref n="1" />, GUIBAL Daniel<fnref n="6" />, MOUTOU PITTI Rostand<fnref n="1" />,<fnref n="7" />, GRIL Joseph<fnref n="1" />,<fnref n="8" />

**Mots clefs** : Chêne ; Vieillissement ; Appariement ; Comportement mécanique ; Hygroscopicité ; Réutilisation.

## Contexte et objectifs

La connaissance des propriétés du vieux bois est nécessaire à la prise de décision des ingénieurs confrontés au remplacement d'éléments de structure issus de la déconstruction de bâtiments anciens ou à l'entretien d'un monument historique. Des recherches menées au Japon à partir de bois récupérés de bâtiments traditionnels (Kohara 1958) ont mis en évidence un certain nombre de tendances dans l'effet du vieillissement naturel : dégradation des polysaccharides, noircissement (Matsuo et al 2011), peu d'effet sur la rigidité voire la résistance, diminution de l'énergie de rupture, notamment dans le sens transversal au fil (Yokoyama et al 2009). De telles recherches se heurtent à deux difficultés majeures : l'obtention d'échantillons bien identifiés de vieux bois et la variabilité intrinsèque du matériau. Le vieillissement dont il est ici question est l'oxydation lente en volume, indépendamment de l'effet supplémentaire de la dégradation de surface (altération) ou des dommages induits par des actions mécaniques ou hygromécaniques.

L'incendie de la cathédrale Notre-Dame de Paris (NDP) fut une catastrophe qui a néanmoins permis de nombreuses avancées scientifiques. Notamment, les vestiges de la charpente, étudiés et datés avec l'ANR Casimodo, constituent un stock important de bois de chêne datant du XIIe au XIXe siècle et offrant une opportunité rare d'étudier les propriétés de vieillissement du bois. Dans le cas du bois de NDP, il faut également considérer l'effet du feu, qui se traduit par la présence d'une enveloppe de bois carbonisé autour des restes de poutres, et, sous cette enveloppe, de bois « torréfié » modifié par la chaleur en plus de l'âge.

Le projet en cours, financé par le CNRS, vise à caractériser l'évolution des propriétés physicomécaniques du bois de chêne. Piloté par l'Institut Pascal (France), il implique également des partenaires en France, au Japon et en Italie. Des échantillons de poutres référencées NDP ont été découpés et répartis entre les différentes équipes. Les résultats présentés ici ont été obtenus préalablement lors du stage de master de Bourchanin (2023), dans le cadre d'une collaboration entre l'Institut Pascal et l'Université de Kyoto.

<footnote n="1">¹Université Clermont Auvergne, CNRS, Clermont Auvergne INP, Institut Pascal, Clermont-Ferrand</footnote>

<footnote n="2">²RISH, Kyoto University, Japan</footnote>

<footnote n="3">³Local Mat. Promotion Authority/MIPROMALO/MINRESI, Nkolbikok, Yaoundé, Cameroun</footnote>

<footnote n="4">⁴Laboratory Engineering Civil and Mechanics, National Advanced School of Engineering, Université de Yaoundé, Cameroun</footnote>

<footnote n="5">⁵Graduate School of Agriculture, Kyoto University, Japan</footnote>

<footnote n="6">⁶UR BioWooEB, CIRAD, Montpellier</footnote>

<footnote n="7">⁷CENAREST, IRT, BP 14070, Libreville, Gabon</footnote>

<footnote n="8">⁸Université Clermont Auvergne, INRAE, PIAF, Clermont-Ferrand
[nouemsisepiphanie@gmail.com](mailto:nouemsisepiphanie@gmail.com)</footnote>
## Matériel et méthodes

Deux lots, a et b, des échantillons de bois du XXIe siècle ainsi que des échantillons des XIIe, XIIIe, XIXe, XXIe siècles ont été utilisés, obtenus à partir de restes de poutres préalablement datées (Fig. 1) par dendrochronologie dans le cadre de l'ANR Casimodo (Penagos et al 2024). Les poutres partiellement carbonisées présentent une géométrie très variable (Fig. 2). Après découpe de rondelles tirées des extrémités de chaque tronçon de poutre, des blocs ont été usinés dans le sens R, avec une épaisseur T de 35 mm et des longueurs L et R variables. Les échantillons nécessaires aux différentes campagnes expérimentales seront prélevés par les divers partenaires dans ces géométries, permettant le positionnement par rapport à la moelle à chaque fois que cela est possible. Dans le cas des résultats préliminaires présentés ici, des échantillons L de dimensions 120 (L) x 20 (R) x 5 (T) mm et des échantillons R de dimensions 70 (R) x 10 (T) x 4 (L) mm ont été produits à partir de tels blocs.

Après stabilisation à 65% RH, 20°C, la densité (d) et la largeur des cernes (RW) des échantillons L et R ont été mesurées, ainsi que les paramètres de couleur (CIELab) au moyen d'un spectrocolorimètre. Puis des essais de flexion 3 points ont été effectués jusqu'à rupture : à partir de la courbe reliant la contrainte et la déformation maximales, le module d'Young (MOE) et la contrainte de rupture (MOR) ont été obtenus, ainsi qu'une estimation de l'énergie surfacique de rupture (G) en divisant l'aire sous la courbe par la section de l'échantillon.

La couleur a également été mesurée au moyen d'un spectrocolorimètre sur la face transverse des rondelles, ainsi que sur quelques carottes de sondage prélevées dans la charpente de NDP avant l'incendie en vue d'études dendrochronologiques.

<figure><img src="image_145.png" /><figcaption>Fig. 1 : Exemple de section disponible</figcaption></figure>

<figure><img src="image_146.png" /><figcaption>Fig. 2 : Illustration du plan de coupe des pièces à geometrie variable</figcaption></figure>

## Premiers résultats

Pour les données de couleur telles que celles présentées dans la Fig. 3, la position est sans unité et correspond à l'ordre des mesures, espacées d'environ 5 mm ; cependant, la géométrie de l'échantillon rend parfois difficile la précision. Les profils de luminance (L*) montrent que l'effet du feu est limité à la surface : s'il avait atteint par diffusion l'ensemble du volume, un profil parabolique auraient été observé. Les emplacements internes peuvent donc être qualifiés de bois « intacts ». Les difficultés de mise en correspondance sont illustrées dans la Fig. 4, qui
montre que, si les 2 lots de bois du XXIe siècle choisis pour la comparaison sont proches des bois des XIIe et XIIIe siècles, les pièces du XIXe siècle sont assez différentes. Les différences de valeurs de MOE, Fig. 5, semblent donc davantage influencées par l'anatomie que par le vieillissement.

<figure><img src="image_147.png" /><figcaption>Fig. 3 : Luminance L* en fonction de la position</figcaption></figure>

<figure><img src="image_148.png" /><figcaption>Fig. 4 : Relation entre la densité et la largeur des cernes en fonction de l'origine du bois</figcaption></figure>

<figure><img src="image_149.png" /><figcaption>Fig. 5 : Relation entre le module d'élasticité et la largeur des cernes pour le bois ancien</figcaption></figure>

## Conclusion et perspectives.

Les résultats présentés ici visaient notamment à 1- consolider les techniques de rapprochement pour comparer les bois anciens et récents, 2- évaluer les propriétés élastiques instantanées, 3- déterminer le comportement hygroscopique, 4- estimer les effets du vieillissement sur la rupture et le comportement dépendant du temps. La profondeur de perturbation de l'incendie a été évaluée à l'aide d'une analyse de couleur. Des essais préliminaires de flexion 3 points réalisés sur un petit nombre d'échantillons du XIIe au XIXe siècle ont mis en évidence la variabilité considérable de ce matériau et la nécessité de gérer un échantillon diversifié pour parvenir à des conclusions fiables. Les premiers essais permettent d'isoler les parties endommagées par le feu, afin de se concentrer sur le vieillissement naturel. Comparer les propriétés sur des échelles de temps aussi larges revient à faire correspondre l'anatomie d'échantillons de différentes époques. Les résultats futurs fourniront des informations sur le comportement hygroscopique et mécanique de ces bois. La diminution éventuelle de la teneur en eau d'équilibre résultant de la perte attendue d'hémicelluloses devrait également être étudiée.
## Remerciements

Les auteurs tiennent à remercier le CNRS via le projet PEPS FuturVieuxBois, la Région AuRA et le Massif Central (fonds FNADT et FEDER) via le projet SAPIMAC pour leur soutien, le Summer Program de la JSPS pour la recherche menée au Japon, et les participants à l'ANR Casimodo (Olivier Girardclos, Benoit Brossier...) pour la datation et l'obtention du bois.

## Références

* Bourchanin M (2023) Effect of time, heat and fire on the properties of oak, rapport de stage, Master Sciences du Bois, Univ. Montpellier.

* Kohara J (1958) Study on the old timber, Research Report of Faculty of Technology, Chiba University, 9(15):1-55.

* Matsuo M, Yokoyama M, Umemura K, Sugiyama J, Kawai S, Gril J, Kubodera S, Mitsutani T, Ozaki H, Sakamoto M, Imamura M (2011) Aging of wood: Analysis of color changes during natural aging and heat treatment, Holzforschung 65(3):361-8.

* Penagos C, Girardclos O, Hunot J-Y, Martin C, Jacquot K, Cao I, Lemoine M, Brossier B, Lavier C, Coubray S, Dufraisse A (2024) Naming, relocating and dating the woods of Notre-Dame "forest", first results based on collated data and archaeological surveys of the remains, Journal of Cultural Heritage, 65:21-31.

* Yokoyama M, Gril J, Matsuo M, Yano H, Sugiyama J, Clair B, Kubodera S, Mistutani T, Sakamoto M, Ozaki H, Imamura M, Kawai S (2009) Mechanical characteristics of aged Hinoki wood from Japanese historical buildings, Comptes Rendus Physique, 10(7):601-611.