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THESE DE DOCTORAT
Présentée pour l’obtention du grade de
DOCTEUR DE L’UNIVERSITE DE CERGY-PONTOISE
Spécialité : Génie Civil
Ecole doctorale de Sciences et Ingénierie
Comportement à hautes températures des
bétons additionnés de fibres
Nonna YERMAK
Soutenue publiquement le 07 décembre 2015
Devant le jury composé de :
Rapporteur
M. Farid BENBOUDJEMA Professeur à l’École normale supérieure de
Cachan Rapporteur
M. Sébastien REMOND Professeur à l’École nationale supérieure des
mines de Douai Examinateur M. François CUSSIGH Expert béton chez VINCI Construction France
Examinateur
M. Christian LA BORDERIE Professeur à l’Université de Pau et des Pays de
l’Adour Examinateur M. Alain SIMON Responsable de Pôle à la Direction des Moyens
d'Ingénierie chez EIFFAGE Infrastructures
Co-encadrant Mme. Anne-Lise BEAUCOUR Maître de conférences à l’Université de Cergy-Pontoise
Co-encadrant M. Prosper PLIYA Maître de conférences à l’Université de Cergy-Pontoise
Directeur de thèse M. Albert NOUMOWE Professeur à l’Université de Cergy-Pontoise
Invité M. Philippe GOTTELAND Directeur technique de la recherche à la Fédération Nationale des Travaux Publics
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Remerciements
Les travaux de cette thèse ont pu avoir lieu grâce à un soutien financier et scientifique de la
Fédération Nationale des Travaux Publics (FNTP) et d’EIFFAGE Infrastructures dans le cadre
des travaux de la Fondation partenariale de l’Université de Cergy-Pontoise.
Tout d’abord, je souhaite remercier les membres du jury pour leur intérêt apporté au travail
et sur la qualité de leurs remarques. Merci à M. Christian LA BORDERIE d’avoir accepté de
présider ma soutenance de thèse. Un grand merci aux rapporteurs de mon travail : MM. Farid
BENBOUDJEMA et Sébastien RÉMOND, vos remarques pertinentes et constructives m’ont
permis de finaliser ce travail de recherche. Enfin, je voudrais exprimer ma gratitude envers
MM. François CUSSIGH et Alain SIMON pour leur travail d’examinateurs, sans oublier M.
Philippe GOTTELAND qui a participé à ma soutenance en tant qu’invité et qui a eu également
la périlleuse tâche d’unir le pragmatisme industriel à la rigueur scientifique durant cette thèse.
Je souhaite remercier sincèrement mon directeur de thèse M. Albert NOUMOWE, dont j’ai
apprécié tes qualités d’encadrement et ta disponibilité. Je tiens également remercier mes
encadrants universitaires Mme. Anne-Lise BEAUCOUR et M. Prosper PLIYA. Je vous remercie
pour votre présence tant sur le plan scientifique qu’humain.
Je suis particulièrement gré au comité de pilotage de la thèse : M. Philippe GOTTELAND (FNTP),
M. François CUSSIGH (VINCI Constructions), Mme Sandrine CHANUT (EIFFAGE
Infrastructures), M. Philippe GEGOUT (Bouygues Constructions), M. Michel GUERINET
(EIFFAGE Infrastructures), M. Lionel LINGER (VINCI Constructions), et M. Edouard MEYER
(VINCI Constructions). Merci pour tous nos échanges passionnés. Un merci particulier à M.
Alain SIMON (EIFFAGE Infrastructures) pour avoir enrichi toutes mes présentations,
publications et mon manuscrit par ton œil affuté d’industriel. Merci aussi Alain, pour toutes
nos discussions professionnelles ou non durant ces trois années.
Mes remerciements s’adressent également à Mmes. Christel BERIOT et Estelle LIMOGE de la
Fondation de l’Université de Cergy-Pontoise.
Merci beaucoup à l’équipe de l’Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique de Saint-
Nazaire, notamment Mme. Marta CHOINSKA, M. Arnaud PERTUÉ, Mme. Laurence GUIHENEUF
et le directeur du laboratoire M. Abdelhafid KHELIDJ, travailler avec vous fut un grand plaisir.
Je voudrais remercier également le Laboratoire de Génie Civil et Environnemental de l’Ecole
des Mines de Douai, notamment M. Guillaume Potier. Les résultats obtenus m’ont servis
d’appui pour de nouvelles hypothèses.
Je suis particulièrement reconnaissante envers mes stagiaires Kévin ANFRAY et Aurélien BEAU
de m’avoir aidé à confectionner et porter les éprouvettes insoulevables pour mes bras fébriles
et pour votre comportement responsable et sérieux envers mon étude.
4
Ce travail n’aurait pu être mené à bien sans une super équipe technique du L2MGC : Lilian,
Annelise et Noémie. Votre irréprochable implication pour l’obtention des résultats et votre
sens d’humour ont créé une ambiance extraordinaire au sein du laboratoire.
Je ne manquerais pas à remercier Isabelle COLLET, Isabelle SOKOLOWSKI et Norma ANCELIN
pour leur sympathie et pour les bons moments lors des pauses déjeunés.
Je tiens à remercier vivement mes amis-doctorants Cléo (pour tes tartes au citron meringuées,
dont je t’ai piquée la recette), Charlotte (pour nos discussions plus ou moins philosophiques
dans le rer A), Olive (pour tes cadeaux originaux et tes parties d’échecs endiablés), M.
Rijaniaina Niry Razafinjato ou tout simplement Niry (bien que tu n’as pas honoré ta promesse
de me faire gouter des vrais litchis de Madagascar, dont tu t’es vanté si souvent) , Mihn-Duc
(pour ton humour mihnduquien), Amal, Tahar, Arthur, Gildas, Hamza, Safi, Baudouin… Sachez
que j’ai passé trois ans inoubliables en votre compagnie. Bonne continuation à vous tous !!!
P.S : Mon rêve d’enfance s’est réalisé, je suis devenue une vraie princesse grâce à votre
couronne en BHP fibré ;)
Mille mercis à ma famille, spécialement à mes parents et mon frère…
Enfin, je remercie mon amoureux pour son soutien quotidien et son immanquable
enthousiasme aussi bien envers mon travail de thèse que notre vie familiale.
Merci
5
Table des matières
Table des matières ..................................................................................................................... 5
Liste des figures .......................................................................................................................... 9
Liste des tableaux ..................................................................................................................... 15
Liste des notations ................................................................................................................... 17
Résumé ..................................................................................................................................... 18
Abstract .................................................................................................................................... 20
Chapitre 1 - Analyse bibliographique ....................................................................................... 25
1 Introduction ...................................................................................................................... 26
2 Contexte ............................................................................................................................ 26
3 Evolutions des propriétés du béton soumis à des températures élevées ....................... 27
3.1 Evolution de la matrice cimentaire ........................................................................... 27
3.2 Evolution des granulats ............................................................................................. 28
3.3 Déformation thermohydrique libre du béton ........................................................... 28
3.4 Evolution des propriétés physiques .......................................................................... 30
Perte de masse ................................................................................................... 30
Porosité .............................................................................................................. 30
Perméabilité au gaz ............................................................................................ 33
3.5 Evolution des propriétés thermiques du béton à hautes températures .................. 34
Conductivité thermique ..................................................................................... 34
Chaleur massique et capacité thermique volumique ........................................ 36
Diffusivité thermique ......................................................................................... 38
3.6 Evolution des propriétés mécaniques du béton ....................................................... 38
Résistance à la compression .............................................................................. 39
Résistance à la traction ...................................................................................... 41
Module d’élasticité ............................................................................................. 43
4 Instabilité thermique du béton ......................................................................................... 46
4.1 Différentes formes d’instabilité thermique............................................................... 46
4.2 Mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique .................................................... 47
6
4.3 Facteurs favorisant l’instabilité thermique ............................................................... 48
4.4 Essais d’écaillage sur éléments de structure ............................................................. 51
5 Influence des fibres de polypropylène sur la stabilité thermique et l’évolution de la
pression au cours du chauffage ............................................................................................... 52
5.1 Fibres de polypropylène et stabilité thermique du béton ........................................ 52
5.2 Pression de vapeur d’eau au cours du chauffage...................................................... 55
6 Prise en compte règlementaire des risques d’écaillage des bétons ................................ 56
6.1 Guide du comportement au feu des tunnels routiers ............................................... 56
6.2 Les courbes de feu température/temps normalisées ............................................... 57
6.3 Eurocode 2 ................................................................................................................. 58
7 Synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et des fibres métalliques sur le
comportement du béton soumis à une température élevée .................................................. 59
8 Conclusion ......................................................................................................................... 60
Chapitre 2 - Méthodologie expérimentale............................................................................... 62
1 Caractéristiques des matériaux et composition des bétons ............................................ 63
1.1 Caractéristiques des matériaux ................................................................................. 63
1.2 Composition des bétons ............................................................................................ 69
2 Présentation du programme expérimental ...................................................................... 71
3 Fabrication et conservation des éprouvettes ................................................................... 73
3.1 Protocole de fabrication ............................................................................................ 73
3.2 Conditionnement des éprouvettes ........................................................................... 75
4 Conclusion ......................................................................................................................... 76
Chapitre 3 - Comportement au feu des bétons ....................................................................... 78
1 Introduction ...................................................................................................................... 79
2 Dispositif expérimental du chauffage ............................................................................... 79
3 Mesure des propriétés physiques ..................................................................................... 81
3.1 Evolution de température dans le four et au centre de l’éprouvette ...................... 81
3.2 Perte de masse .......................................................................................................... 81
3.3 Protocole d’analyse de dégradation .......................................................................... 82
3.4 Caractéristiques du béton durci ................................................................................ 82
Teneur en eau des bétons .................................................................................. 82
Résistance à la compression à 28 jours .............................................................. 83
7
4 Résultats expérimentaux et discussion ............................................................................ 84
4.1 Observation de la dégradation des bétons ............................................................... 84
4.2 Evolution de la température dans le four ................................................................. 96
4.3 Evolution de température au centre des éprouvettes .............................................. 97
4.4 Perte de masse des bétons ........................................................................................ 98
5 Conclusion sur le comportement au feu des bétons ...................................................... 100
Chapitre 4 - Influence des fibres sur l’évolution des propriétés du béton avec la température
................................................................................................................................................ 102
1 Introduction .................................................................................................................... 103
2 Méthodes ........................................................................................................................ 106
2.1 Mesure des propriétés physiques après chauffage ................................................ 106
Mesures de la perte de masse et des porosités à l’éthanol et sous pression de
mercure 106
2.2 Mesures des propriétés de transfert en fonction du chauffage ............................. 108
Mesures de la perméabilité résiduelle ............................................................. 108
Mesure des propriétés thermiques pendant le chauffage .............................. 111
Suivi de la réponse thermique des éprouvettes .............................................. 113
2.3 Observations microscopiques ................................................................................. 114
2.4 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles ................................................... 115
Essai de compression uniaxiale ........................................................................ 115
Mesure du module d’élasticité ........................................................................ 116
Essai de traction par flexion ............................................................................. 116
3 Résultats expérimentaux et discussion .......................................................................... 117
3.1 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante .................................... 117
3.2 Evolution des propriétés physiques en fonction du chauffage ............................... 119
Evolution de la perte de masse ........................................................................ 119
Evolution de la masse volumique..................................................................... 122
Evolution de la porosité à l’éthanol ................................................................. 122
Evolution de la porosité au mercure ................................................................ 124
3.3 Observations de la microstructure .......................................................................... 129
3.4 Evolution des propriétés de transfert ..................................................................... 132
Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle ........................................ 132
8
Evolution des propriétés thermiques ............................................................... 135
Suivi de la réponse thermique des éprouvettes .............................................. 147
3.5 Discussion sur l’influence des fibres sur les paramètres de transfert et sur la
sensibilité à l’écaillage ........................................................................................................ 149
3.6 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles ................................................... 151
Résistance à la compression ............................................................................ 151
Résistance à la traction par flexion .................................................................. 155
Module d’élasticité ........................................................................................... 159
4 Conclusion ....................................................................................................................... 162
Chapitre 5 – Chargement thermique unidirectionnel sur dallettes ....................................... 165
1 Introduction .................................................................................................................... 166
2 Protocole expérimental .................................................................................................. 166
2.1 Instrumentation des dallettes ................................................................................. 166
2.2 Fabrication des dallettes ......................................................................................... 167
2.3 Propriétés de bétons avant chauffage .................................................................... 168
2.4 Dispositif de chauffage ............................................................................................ 169
3 Stabilité thermique des dallettes et des éprouvettes cylindriques et caractérisation de
l’écaillage ................................................................................................................................ 171
3.1 Observation visuelle après chauffage .................................................................... 171
3.2 Caractérisation de l’écaillage ................................................................................... 174
3.3 Comparaison entre les différents chargements thermiques .................................. 174
4 Transfert thermo-hydrique dans la dallette ................................................................... 175
4.1 Perte de masse ........................................................................................................ 175
4.2 Evolution de la température ................................................................................... 176
4.3 Evolution de la pression dans les pores .................................................................. 179
5 Discussion sur le chargement thermique unidirectionnel de la dallette ....................... 181
6 Conclusion ....................................................................................................................... 182
Conclusion générale et perspectives ..................................................................................... 184
Références bibliographiques .................................................................................................. 190
Annexes .................................................................................................................................. 199
9
Liste des figures
Figure 1 Illustrations de dégradations d’ouvrages en béton suite à un incendie .................... 26
Figure 2 Section effondrée du faux plafond dans le tunnel du Gothard après l’incendie du 21
octobre, 2001 ........................................................................................................................... 27
Figure 3 Evolution du coefficient de dilatation thermique apparent de la pâte de ciment et
des granulats en fonction de la température (Al Nahhas 2004) .............................................. 29
Figure 4 Pertes de masse des bétons déterminées durant le chauffage de 20°C à 600°C à la
vitesse de 1°C/min. Les points indiquent la valeur de la teneur en eau obtenu par séchage à
105°C (Hager 2004) .................................................................................................................. 30
Figure 5 Evolution de la porosité de différents bétons en fonction de la température
((Tsimbrovska 1997), (Fares 2009)) .......................................................................................... 31
Figure 6 Porosité résiduelle à l'eau en fonction du dosage en fibres et de l’évolution de
température, (BHP 2000) ......................................................................................................... 31
Figure 7 Porosité à l’eau et au mercure (MIP), (BHP 2000) ..................................................... 32
Figure 8 Evolution de la perméabilité intrinsèque avec la température de mortiers et de
bétons ordinaires (MO, BO) et hautes performances (MHP, BHP), (Tsimbrovska 1997) ........ 33
Figure 9 Evolution de l’accroissement de la perméabilité intrinsèque en fonction de la
température et de l’endommagement de l’éprouvette, (Choinska et al. 2007) ..................... 33
Figure 10 Perméabilité intrinsèque du béton en fonction du traitement thermique et du
dosage en fibres de polypropylène, (Ozawa et al. 2011) ......................................................... 34
Figure 11 Evolution de la conductivité thermique d'un béton autoplaçant en fonction de la
température, (Jansson 2004) ................................................................................................... 35
Figure 12 Conductivité thermique résiduelle (a) et la perte de conductivité thermique à
chaud et en résiduel (b) en fonction de la température (Haniche 2011) ................................ 36
Figure 13 Variation de la chaleur spécifique du BO en fonction de température (Kodur 2014)
.................................................................................................................................................. 37
Figure 14 Evolution de la capacité volumique de BAP en fonction de la température, (Khaliq
and Kodur 2011) ....................................................................................................................... 37
Figure 15 Diffusivités thermiques de différents bétons en fonction de la température,
(Mindeguia 2009), (Xing 2011), (Nguyen 2013), (Haniche 2011) ............................................ 38
Figure 16 Evolution de la résistance à la compression d'un béton en fonction du type d'essai
(à chaud ou à froid), (Hager and Pimienta 2004) ..................................................................... 39
Figure 17 Courbes de la variation de la résistance à la compression selon les textes de
l'Eurocode 2, (EUROCODE 2 2004) ........................................................................................... 40
Figure 18 Evolution de la résistance résiduelle relative à la compression de bétons de fibres
métalliques, de polypropylène et de cocktail de fibres métalliques et polypropylène .......... 41
Figure 19 Evolution de la résistance résiduelle relative à la traction des bétons chauffés,
(Kanema 2007) (vitesse de chauffage est de 1°C/min) ............................................................ 41
Figure 20 Différents résultats de la résistance à la traction résiduelle relative ...................... 42
10
Figure 21 Evolution de modules d'élasticité apparents déterminé "à chaud" en fonction de
différentes températures (a), évolution du module d'élasticité apparent obtenu "à chaud" et
"résiduelles" sur le béton de fibres de polypropylène (0.9 kg/m3) (b), (Hager 2004) ............. 43
Figure 22 Module d'élasticité statique résiduel en fonction de température, (Lau and Anson
2006) ......................................................................................................................................... 44
Figure 23 Evolution de module d'élasticité relatif résiduel en fonction de la température,
(Sideris et al. 2009) ................................................................................................................... 45
Figure 24 Processus d’endommagement du béton en fonction de la température, (Pliya
2010) ......................................................................................................................................... 46
Figure 25 Relation entre la fréquence d'écaillage et le taux d’humidité suivant la composition
du béton, (Chan et al. 1999a) ................................................................................................... 50
Figure 26 Schémas de la dallette, exposée au feu ISO (a), et de fissuration de la dallette après
le feu ISO (b), (Chan et al. 1999a) ............................................................................................ 51
Figure 27 Dallettes avec et sans fibres de polypropylène après le traitement thermique HCM,
(Shuttleworth 2001) ................................................................................................................. 52
Figure 28 Clichés des faces exposées des dalles de béton non fibré (a) et avec 1 kg/m3 de
fibres de polypropylène (b), (Jansson and Boström 2008) ...................................................... 52
Figure 29 Analyse thermique différentielle (ATD) et thermogravimétrique (ATG et DTG) du
polypropylène. Les points notables sont la fusion (171°C), l'évaporation (341°C) et la
carbonatation (457°C) du polypropylène, (Kalifa et al. 2001) ................................................. 53
Figure 30 Observation en épifluorescence du béton fibré (a) et du béton non fibré (b) après
le chauffage de 400°C, (Kalifa et al. 2001) ............................................................................... 53
Figure 31 Pressions de vapeur en fonction de la quantité de fibres PP pour les BHP (Rc =
75MPa), (Phan 2007) ................................................................................................................ 54
Figure 32 Evolution de pression de vapeur en fonction de température à différentes
profondeurs (Kalifa et al. 2001) ............................................................................................... 55
Figure 33 Evolution de la pression en fonction de température à 20 mm de la surface
chauffée d'un béton de 43 MPa, (Miah et al. 2015) ................................................................ 56
Figure 34 Courbes normatives de température en fonction du temps (PROMAT 2005) ........ 58
Figure 35 Gravier (a) et sable calcaire (b) de Tournaisis .......................................................... 64
Figure 36 Gravier (a) et sable (b) de Seine ............................................................................... 64
Figure 37 Analyse granulométrique des granulats calcaires de Tournaisis et courbes
granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and
Festa 2002) ............................................................................................................................... 65
Figure 38 Analyse granulométrique des granulats silico-calcaire de Seine et courbes
granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and
Festa 2002) ............................................................................................................................... 66
Figure 39 Fibres de polypropylène 12 mm (a), et 6 mm (b) .................................................... 67
Figure 40 Fibres métalliques RC - 80/30 - CP ........................................................................... 68
Figure 41 Fabrication des éprouvettes en béton ..................................................................... 74
Figure 42 Fabrication des dallettes .......................................................................................... 75
11
Figure 43 Conditionnement des éprouvettes selon le mode « non drying » (a) et selon le
mode « drying » (b) .................................................................................................................. 75
Figure 44 Conservation des dallettes ....................................................................................... 76
Figure 45 Eprouvette 15 x 30 cm, équipée d'un thermocouple au centre (a), maillage pour
l’emplacement précis des éprouvettes (b) .............................................................................. 79
Figure 46 Dispositif de chauffage ............................................................................................. 80
Figure 47 Disposition des éprouvettes dans le four avant chauffage ...................................... 80
Figure 48 Mise en place des thermocouples de mesure au sein de l’éprouvette ................... 81
Figure 49 Résistance à la compression des bétons de l'étude................................................. 84
Figure 50 Récapitulatif de positionnement et des dégradations des bétons .......................... 85
Figure 51 Observation de la fissuration interne des bétons Créf(C) (We = 4,7%), CPP 0,75 (We
= 4,1%) ...................................................................................................................................... 86
Figure 52 Zoom au centre de l’éprouvette du béton CPP 0,75 (We = 4,1%) ........................... 86
Figure 53 Début d'écaillage des bétons CS 60, enregistré pendant le chauffage .................... 87
Figure 54 Absence de fissurations au sein de l’éprouvette CPPS 1,5-30 (We = 4,8%) ............ 92
Figure 55 Eclatement de surface de granulat Créf(X) (We = 4,3%) ......................................... 93
Figure 56 Eclatement de surface de granulats CPPS 1,5-30 (X) (We = 4,8%) .......................... 93
Figure 57 Les formulations de béton CPPS 0,75-30 et de béton CPPS 1,5-30, qui sont restées
intactes après le feu ISO ........................................................................................................... 94
Figure 58 Evolution de température du chauffage et refroidissement dans le four en fonction
du temps ................................................................................................................................... 96
Figure 59 Courbes de température comparées à la courbe normalisée ISO 834 .................... 97
Figure 60 Evolution de température au centre des éprouvettes ............................................ 97
Figure 61 L'influence de la teneur en eau sur l'évolution de la température des bétons
Créf(C), Créf(X) et Créf(C) drying .............................................................................................. 98
Figure 62 Perte de masse des différents bétons après chauffage de type ISO ....................... 99
Figure 63 Perte de masse moyenne des bétons en soustrayant la teneur en eau libre ....... 100
Figure 64 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C), CPPS
0.75-60 et CS 60 pour l’étude des phénomènes de transfert ................................................ 104
Figure 65 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C) et
CPPS 0,75-60 pour l’étude des caractéristiques mécaniques résiduelles ............................. 104
Figure 66 Four électrique de dimensions 1100 x 1500 x 1000 mm ....................................... 105
Figure 67 Découpage des éprouvettes pour les essais de perméabilité (a), échantillon après
le sciage, enrobé de film aluminium (b) ................................................................................. 109
Figure 68 Dispositif de mesure de perméabilité, vue globale ............................................... 110
Figure 69 Exemple d'une perméabilité, mesurée après un chauffage à 500°C du béton de
référence ................................................................................................................................ 111
Figure 70 Dispositif de mesure des propriétés thermiques (a), paire d'échantillons dans le
four piloté par le logiciel du Hot Disk (b) ............................................................................... 112
Figure 71 Découplage de l'éprouvette 15 x 60 cm pour les essais de la conductivité
thermique ............................................................................................................................... 112
12
Figure 72 Disposition des thermocouples dans les éprouvettes 15 x 60 cm et 10x 10 x 40 cm
................................................................................................................................................ 113
Figure 73 Processus d'installation du thermocouple au cœur de l'éprouvette : remplissage du
moule à moitié (a), mis en place de thermocouple (b) .......................................................... 114
Figure 74 Interaction entre la matière et les électrons : électron secondaire (a), électron
rétrodiffusé (b), rayon X (c) .................................................................................................... 114
Figure 75 Echantillons, mis dans la résine, métallisés au nickel et ensuite observés au MEB
................................................................................................................................................ 115
Figure 76 Dispositif de mesure de la résistance mécanique .................................................. 115
Figure 77 Dispositif expérimental pour la mesure du module d'élasticité ............................ 116
Figure 78 Dispositif expérimental pour l'essai de traction par flexion .................................. 116
Figure 79 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en
fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement ..................................... 120
Figure 80 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement (200 - 500°C) .......... 121
Figure 81 Evolution de la porosité absolue (a) et relative (b) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS
0,75-60.................................................................................................................................... 124
Figure 82 Evolution de courbes d'intrusion - extrusion cumulées et intrusion différentielle en
fonction du diamètre des pores pour le béton CPPS 0,75-60, chauffé à 200°C .................... 125
Figure 83 Courbe de détermination du diamètre médian ..................................................... 125
Figure 84 Distribution du diamètre d'accès des pores en fonction de température pour les
trois bétons: Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 .......................................................................... 127
Figure 85 Diamètre médian (d50) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 en fonction de la
température ........................................................................................................................... 128
Figure 86 Porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de
température ........................................................................................................................... 129
Figure 87 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des
bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C ...................................................... 130
Figure 88 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des
bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C ...................................................... 130
Figure 89 Images par microscope binoculaire. Mise en évidence de la corrosion de la fibre
métallique à 900°C ................................................................................................................. 131
Figure 90 Microscope électronique à balayage, interface pâte/fibre métallique dans les
bétons chauffés à 80°C (a), à 200°C (b) et à 500°C (c) ........................................................... 132
Figure 91 Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60, CPPS
0,75-60 en fonction de la température .................................................................................. 133
Figure 92 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60
au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de
température ........................................................................................................................... 137
Figure 93 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60
au chauffage et refroidissement ............................................................................................ 138
13
Figure 94 Evolution de la capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS
0,75-60 au chauffage et refroidissement ............................................................................... 142
Figure 95 Evolution de la chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60,
comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de la température
................................................................................................................................................ 143
Figure 96 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au
chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de
température ........................................................................................................................... 146
Figure 97 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au
chauffage et refroidissement ................................................................................................. 147
Figure 98 Evolution de la différence de température entre la surface et le centre de
l'éprouvette en fonction de la température de surface des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60148
Figure 99 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression des
formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement. . 153
Figure 100 Comparaison entre nos résultats et ceux de Xing (Xing 2011) de la résistance
relative à la compression des bétons de référence ............................................................... 154
Figure 101 Comparaison entre nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance
relative résiduelle à la compression ....................................................................................... 154
Figure 102 Comparaison des courbes de la variation de la résistance relative à la
compression selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance
résiduelle à la compression des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) .......................................... 155
Figure 103 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des
formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement .. 156
Figure 104 Comparaison de nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance
relative à la traction ............................................................................................................... 157
Figure 105 Test de traction par flexion de bétons CPPS 0,75-60 après traitement thermique à
300°C (a) et après 900°C (b) ................................................................................................... 158
Figure 106 Charges de flexion en fonction du déplacement du béton CPPS 0,75-60 ........... 158
Figure 107 Facies de rupture du béton CPPS 0,75-60 à 600°C, 750°C et 900°C .................... 159
Figure 108 Comparaison des courbes de la variation de la résistance résiduelle à la traction
selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à
la traction des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) ...................................................................... 159
Figure 109 Evolution du module d'élasticité résiduel (a) et relatif (b) des bétons Créf(C) et
CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement.......... 161
Figure 110 Positionnement des thermocouples et des capteurs dans la dallette ................ 167
Figure 111 Dispositif de mesure de température et de pression .......................................... 167
Figure 112 Géométrie de l’éprouvette (a), confection des dallettes (b) ............................... 168
Figure 113 Dallette posée sur l’élévateur (a) et disposition des éprouvettes dans le four (b)
................................................................................................................................................ 170
Figure 114 Dispositif expérimental ........................................................................................ 170
Figure 115 Béton Créf(C) après chauffage jusqu’à 600°C ...................................................... 171
14
Figure 116 Béton CS 60 après chauffage jusqu’à 600°C ....................................................... 171
Figure 117 Béton CPPS 0.75-60 après chauffage jusqu’à 600°C ........................................... 172
Figure 118 Eprouvettes cylindriques après chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C ................. 173
Figure 119 Les parties écaillées de la dallette CS 60 sont comblées par la pâte à modeler . 174
Figure 120 Courbes d’évolution de températures des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
................................................................................................................................................ 178
Figure 121 Evolution de température de surface et de pression à 3 et 6 cm des bétons
Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................................... 179
Figure 122 Evolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3
et à 6 cm de l'éprouvette en fonction de la température à 3 ou à 6 cm de la surface exposée
des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................. 180
15
Liste des tableaux
Tableau 1 Comportement de granulats sous chauffage à 1°C/min (Xing 2011) ...................... 49
Tableau 2 Dispositions CETU vis-à-vis des bétons de tunnel, (CETU 2005) ............................. 57
Tableau 3 Caractéristiques du ciment CEM I de Villiers au Bouin ........................................... 63
Tableau 4 Propriétés physiques des granulats......................................................................... 64
Tableau 5 Caractéristiques des fibres de polypropylène ......................................................... 67
Tableau 6 Caractéristiques des fibres métalliques RC – 80/30 - CP ........................................ 69
Tableau 7 Compositions des bétons par m3 et caractéristiques des bétons à l’état frais ....... 71
Tableau 8 Valeurs moyennes de la teneur en eau des bétons avant chauffage ..................... 83
Tableau 9 Résistance à la compression des bétons de l'étude à 28 jours ............................... 83
Tableau 10 Etude de l’écaillage des bétons CS 60 avec des valeurs individuelles de teneur en
eau des éprouvettes ................................................................................................................. 88
Tableau 11 Récapitulatif des dégradations de bétons ............................................................. 95
Tableau 12 Perte de masse des éprouvettes après le chauffage ............................................ 99
Tableau 13 Paramètres de réglage de l'essai de la conductivité thermique ......................... 113
Tableau 14 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante ou après séchage ... 117
Tableau 15 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de
dimensions 15 cm x 30 cm ..................................................................................................... 119
Tableau 16 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de
dimensions Ø 15 cm x 5 cm .................................................................................................... 120
Tableau 17 Teneur en eau libre massique avant le chauffage et les quantités d'eau totale
initiale des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 ................................................................. 121
Tableau 18 Masse volumique apparente des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ........... 122
Tableau 19 Porosités moyennes des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0.75-60 .......................... 123
Tableau 20 La distribution porale, le diamètre médian et la porosité piégée des bétons
Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................................... 126
Tableau 21 Perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 133
Tableau 22 Conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de
la température ....................................................................................................................... 136
Tableau 23 Capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en
fonction de la température .................................................................................................... 140
Tableau 24 Chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la
température ........................................................................................................................... 141
Tableau 25 Diffusivité thermique des bétons Créf(C). CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la
température ........................................................................................................................... 145
Tableau 26 Différence de température (∆T max) et température des deux pics des bétons
Créf(C) et CPPS 0.75-60 .......................................................................................................... 148
Tableau 27 Résistance résiduelle à la compression uni-axiale des bétons CPPS 0,75-60 et
Créf(C) ..................................................................................................................................... 152
16
Tableau 28 Résistance résiduelle à la traction par flexion des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)
................................................................................................................................................ 156
Tableau 29 Module d'élasticité des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 ..................................... 160
Tableau 30 Caractéristiques des bétons à l'état frais ............................................................ 168
Tableau 31 Masse volumique et teneur en eau des bétons .................................................. 169
Tableau 32 Porosités et résistance à la compression des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-
60 ............................................................................................................................................ 169
Tableau 33 Surface et volume d'écaillage des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ....... 174
Tableau 34 Masse des dallettes avant et après chauffage .................................................... 176
17
Liste des notations
BHP Béton à hautes performances
BO Béton ordinaire
Créf(C) Béton de référence avec des granulats calcaires
Créf(X) Béton de référence avec des granulats silico-calcaires
CPP Béton contenant les fibres de polypropylène
CS Béton contenant les fibres métalliques
CPPS Béton contenant le cocktail de fibres de polypropylène et métalliques
E Module d’élasticité
E20 Module d’élasticité à la température ambiante
E/C Rapport eau/ciment
fc Résistance à la compression
fc20 Résistance à la compression à la température ambiante
ft Résistance à la traction
ft20 Résistance à la traction à la température ambiante
𝜌 Masse volumique
P Porosité
PT Porosité après un cycle de chauffage
P80 Porosité après séchage à la température 50°C
D50 Diamètre médian de pore
ka Perméabilité apparente
18
Résumé
Des études ont mis en lumière le risque d’écaillage du béton à hautes performances lors d’une
sollicitation thermique de type incendie. Les transformations physico-chimiques et les
déformations thermiques différentielles au cours du chauffage conduisent par ailleurs à une
altération de la microstructure et à une perte des performances mécaniques du béton. Un des
procédés de remédiation est l’addition de fibres de polypropylène afin d’améliorer la stabilité
thermique du béton et des fibres métalliques pour augmenter les performances mécaniques
résiduelles.
Ce travail de recherche contribue de façon expérimentale à une meilleure compréhension de
l’effet des fibres métalliques et/ou des fibres de polypropylène sur la stabilité thermique des
bétons à hautes performances, leurs propriétés thermiques à chaud et leurs propriétés
physiques et mécaniques résiduelles. Cette recherche est soutenue par la Fédération
Nationale des Travaux Publics (FNTP) et Eiffage Travaux Publics via la Fondation de l’Université
de Cergy-Pontoise.
Plusieurs échelles de caractérisation du comportement à hautes températures des bétons ont
été adoptées. Les bétons ont été étudiés sous différents modes de sollicitations thermiques,
ISO 834, chauffage lent à 0.5°C/min, chauffage multi et unidirectionnel (10°C/min) ce qui
permet d’accéder à une large gamme de caractéristiques qui se complètent.
Des essais sous scénario incendie ISO 834 (2 heures) ont permis de tester la résistance à
l’écaillage de 10 formulations où variaient la nature des granulats, la quantité, la nature et la
géométrie des fibres et l’état d’humidité des bétons. Suite à cette première étude, quelques
formulations présentant des stabilités thermiques opposées ont été sélectionnées afin de
caractériser l’évolution de leurs propriétés physiques, thermiques, mécaniques et
microstructurelles qui sont donc mises en relation avec leurs différences de sensibilité à
l’écaillage. Enfin, ces formulations ont été testées à l’échelle de la dallette en les soumettant
à un chauffage unidirectionnel. Ces essais ont permis d’une part de caractériser la sensibilité
à l’écaillage pour une autre géométrie d’échantillon. D’autre part, l’instrumentation de ces
dallettes a permis de déterminer l’influence des fibres sur l’évolution de la température et de
la pression dans l’épaisseur des dallettes.
Lors du chauffage ISO 834 et à 10°C/min, une instabilité thermique a été observée sur les
bétons contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. L’ajout de 0,75 kg/m3 de fibres de
polypropylène a permis d’éviter l’écaillage de ces bétons, quel que soit le chargement
thermique pour les différents états d’humidité variant de 2 % 5 %. Les bétons de référence
n’ont pas présenté d’écaillage lors des essais au feu ISO, mais ont éclaté ou écaillé suite à une
montée en température de 10°C/min.
19
Une étude de caractérisation à chauffage lent à 0.5°C/min est réalisée sur les formulations de
béton de référence (Créf(C)), de béton de fibres métalliques (CS 60) et de béton de cocktail de
fibres de polypropylène et métalliques (CPPS 0.75-60). Une forte influence des fibres de
polypropylène dès 200°C est notée sur la perméabilité des bétons de cocktail de fibres par
rapport aux bétons de fibres métalliques et aux bétons de référence. D’après les essais de la
porosimètrie mercure et les observations au MEB, il semble que les fibres métalliques limitent
l’ouverture de fissures par rapport au béton de référence, ce qui limite en particulier la
fissuration induite en surface par le gradient thermique réduisant probablement le transfert
d’eau vers l’extérieur et contribue aux différences de stabilité thermique observées entre le
béton de référence et le béton de fibres métalliques. Les performances mécaniques
résiduelles des bétons de cocktail de fibres sont plus élevées que celles du béton de référence,
ce qui confirme la contribution des fibres métalliques aux résistances résiduelles de ces bétons
jusqu’à 900°C.
Mots clés : béton, température, fibres de polypropylène, fibres métalliques, résistance.
20
Abstract
A lot of studies have highlighted the risk of the spalling of high performance concrete during
the thermal loading of fire type. The physical and chemical transformations and differential
thermal strains during heating also lead to the microstructure alteration a loss of mechanical
performances of the concrete. A remediation methods is the addition of polypropylene fibers
to improve the concrete thermal stability and the addition of steel fibers to increase the
residual mechanical performances.
This research work contributes experimentally to a better understanding of the effect of steel
fibers and/or polypropylene fibers on the thermal stability of high performance concretes,
their “hot” thermal properties, their physical properties and residual mechanical properties.
This research is supported by the National Federation of Public Works (FNTP) and Eiffage
Public Works via the Foundation of the University of Cergy-Pontoise.
Multiscale characterization of the concrete behavior at high temperature has been adopted.
The concretes were studied with different modes of thermal stresses, ISO 834, slow heating
of 0,5°C/min, multi and one-way heating (10°C/min) which allows access to a wide range of
features.
ISO 834 fire (2 hours) was used to test the spalling sensibility of 10 formulations where the
nature of the aggregates, the content, nature and geometry of the fibers and moisture content
of concrete varied. After this initial study, some formulations having opposing spalling
sensitivities, were selected to characterize the evolution of their physical, thermal, mechanical
and microstructural properties which are linked to their differences in sensibility of spalling.
Finally, these formulations were subjected to one-way heating in a form of a thin slabs. On the
one hand, these tests help to characterize the sensitivity of the spalling for another sample
geometry. On the other hand, the instrumentation of these slabs was used to determine the
influence of the fibers on the evolution of the temperature and pressure in the depth of the
slabs.
During the ISO 834 fire and the 10°C/min heating, thermal sensitivity was observed on the
concrete containing 60 kg/m3 of steel fibers. The addition of 0,75 kg/m3 of polypropylene
fibers has helped to prevent spalling of this concrete regardless the thermal load for the
different humidity conditions ranging from 2 % to 5 %. The reference concrete had not
presented spalling during testing on ISO fire, but still presented spalling at 10°C/min.
The slow heating characterization study (0,5 °C/min) is performed on the reference concrete
(Cref (C)), the steel fiber concrete (CS 60) and the cocktail of polypropylene and steel fibers
concrete (CPPS 0,75-60). A strong influence on the permeability of polypropylene fibers from
200°C is noticed for the cocktail concretes compared to steel fibers and reference concretes.
According to tests by mercury intrusion porosimetry and SEM observations, it appears that
21
the steel fibers limit the crack opening compared to the reference concrete. This limit
particularly the surface cracking induced by the thermal gradient probably reducing the
transfer of water to the outside. And contributes to the observed differences in spalling
sensitivity between the reference concrete and the steel fiber concrete.
This could explain a lower permeability and spalling of the steel fiber concrete. The residual
mechanical performances of the fiber cocktail concrete are higher than those of the reference
concrete, which confirms the contribution of the steel fibers up to 900°C.
Keywords: concrete, temperature, polypropylene fibers, steel fibers, strength.
22
Introduction générale
La production journalière mondiale de béton est en moyenne de 16 393 442 m3. Ce matériau
est utilisé dans la construction des immeubles d’habitation, des tunnels, des bâtiments
d’activité industrielle et de commerce, des ouvrages d’art, etc. Le béton est adapté pour rester
robuste et durable pendant une longue période. Cependant, lors des situations extrêmes,
comme l’incendie, le béton peut présenter des endommagements plus ou moins sévères.
Les incendies d’ouvrages en béton ont mis en avant l’impact des températures élevées sur
l’endommagement du béton. Les différents exemples d’incendie de tunnels, comme les
tunnels sous la Manche (1996 et 2008), du Mont Blanc (1999) et du Saint-Gothard (2001) et
de bâtiments comme la Tour Windsor (2005), montrent d’importantes dégradations
caractérisées par un détachement de morceaux de béton ou par un effondrement de la
structure.
Les constructions doivent respecter plusieurs critères de sécurité vis-à-vis de la protection des
personnes, de l’ouvrage, ainsi que de l’environnement lors d’un incendie. Compte tenu de la
formulation du béton, les phénomènes qui y ont lieu lors des incendies sont complexes. Un
calcul précis de la résistance au feu est nécessaire lors de la conception des ouvrages.
D’après de nombreux auteurs, l’instabilité thermique des bétons est due à un effet couplé des
processus thermo-hydrique et thermomécanique. Toutefois, les mécanismes exacts régissant
le comportement du béton soumis à des feux à développement rapide ne sont pas encore
bien connus. Cela résulte principalement de leur complexité et du grand nombre de
paramètres intervenant. Les textes normatifs tels que l’Eurocode 2, pour des raisons
pratiques, définissent précisément les seuils maximum ou minimum des caractéristiques du
béton comme la teneur en eau, le pourcentage de fumée de silice, la classe de résistance, etc.
Cette approche peut être un frein à l’utilisation de bétons innovants (nouveaux liants, bétons
à forte teneur en fibres métalliques, granulats recyclés, BUHP, etc.). La définition d’indicateurs
performantiels pour caractériser la résistance d’un béton vis-à-vis de l’écaillage sous
sollicitation thermique sévère favoriserait l’innovation en permettant le développement de
nouvelles formulations. Une meilleure compréhension des mécanismes qui régissent
l’écaillage du béton permettrait de passer d’une approche prescriptive à une approche
performantielle vis-à-vis du comportement au feu des bétons.
Plusieurs travaux de recherche ont montré que le comportement à hautes températures du
béton varie selon sa composition et ses propriétés initiales. Une des solutions vis-à-vis de
l’écaillage est l’incorporation de fibres de polypropylène dans le béton. Par ailleurs,
l’incorporation de fibres métalliques est proposée comme une solution efficace pour
améliorer les performances mécaniques résiduelles des bétons permettant ainsi de réduire
les couts de réparation a posteriori. Toutefois, la règlementation ne l’évoque pas.
23
Le travail de thèse de doctorat présenté dans ce manuscrit a pour objectif d’une part
d’améliorer la compréhension du comportement des bétons exposés à hautes températures
et d’autre part de caractériser et comprendre l’influence des fibres métalliques et de
polypropylène sur le comportement du béton. Cette recherche expérimentale est soutenue
par la Fédération Nationale des Travaux publics (FNTP) et Eiffage Travaux Publics via la
Fondation de l’Université de Cergy-Pontoise. La recherche cible les bétons à hautes
performances avec l’ajout de fibres de polypropylène et/ou métalliques pour différents
dosages et dimensions. Des essais sous scénario incendie permettent de tester la résistance à
l’écaillage de 10 formulations où varient la nature des granulats, la géométrie, la nature et le
dosage des fibres et la teneur en eau libre des bétons. Suite à cette première étude, quelques
formulations présentant des stabilités thermiques opposées sont sélectionnées afin de
caractériser l’évolution de leurs propriétés physiques, thermiques, mécaniques et micro
structurelles qui seront donc mises en relation avec leurs différences de sensibilité à
l’écaillage. Enfin, ces formulations sont testées à l’échelle de la dallette en les soumettant à
un chauffage unidirectionnel. Ces essais permettent d’une part de caractériser la sensibilité à
l’écaillage pour une autre géométrie d’échantillon. D’autre part, l’instrumentation de ces
dallettes permet de déterminer l’influence des fibres sur l’évolution de la température et de
la pression dans l’épaisseur des dallettes.
Le manuscrit est composé de cinq chapitres. Le premier chapitre présente une étude
bibliographique détaillant les formes d’instabilité thermique que peut présenter le béton
chauffé, les hypothèses émises pour expliquer ces phénomènes, ainsi que l’insuffisance des
preuves sur les principaux processus avancés pour expliquer l’instabilité thermique. Ensuite,
les évolutions des propriétés physiques, thermiques et des propriétés de transfert avec la
température des bétons sans fibres sont comparées à celles des bétons fibrés. Le
comportement mécanique des bétons non fibrés et des bétons de fibres est pris en
considération. Nous mettons en évidence le peu de résultats sur le comportement à hautes
températures des bétons de cocktail de fibres métalliques et de polypropylène.
Le deuxième chapitre est consacré à la caractérisation des matériaux, aux compositions des
bétons étudiés, la présentation du programme expérimental et la méthode de fabrication et
de conservation des éprouvettes. La construction du programme expérimental est présentée
et justifiée en se basant sur des études-clés de la bibliographie. Dix formulations de béton ont
été formulées en faisant varier la nature des granulats, la longueur des fibres de polypropylène
et le dosage en fibres de polypropylène et métalliques.
Le troisième chapitre traite de la stabilité thermique des bétons étudiés sous feu ISO 834. Les
granulats utilisés pour cette étude sont calcaires ou silico-calcaires. Le rapport E/C et le
volume de pâte sont gardés constant pour toutes les formulations. Les éprouvettes issues de
ces formulations sont conservées suivant trois modes différents pour faire varier leur état
d’humidité, puis soumises à un chauffage de type ISO 834 de deux heures. A l’issu de ce
chauffage, un bilan des dégradations macroscopiques est effectué. Certaines éprouvettes de
24
bétons présentent systématiquement des écaillages importants tandis que d’autres
n’apparaissent pratiquement pas fissurées. Ces résultats sont utilisés pour sélectionner trois
formulations présentant des comportements thermiques très différents.
Le quatrième chapitre porte sur la caractérisation des propriétés des bétons soumis à hautes
températures. L’objectif est d’une part de comprendre les raisons de l’instabilité de certaines
formulations et par ailleurs de déterminer l’influence des fibres sur les caractéristiques
physiques et mécaniques résiduelles de ces bétons dont dépendront la stabilité et la durabilité
des ouvrages post-incendie. L’évolution de la microstructure est évaluée à l’aide de mesures
de porosité à l’éthanol, de porosimètrie mercure et d’analyse au microscope électronique à
balayage après différents paliers de température. La mesure de la perméabilité au gaz après
les paliers de température permet de cerner l’influence des différentes fibres sur les
possibilités de transferts gazeux (Darcy). Les transferts thermiques sont analysés grâce à la
mesure pendant le chauffage jusqu’à 600°C et le refroidissement des propriétés thermo-
physiques à l’aide du dispositif Hot Disk basé sur la méthode de la source plane transitoire. La
connaissance de la réponse thermique des éprouvettes lors du chauffage grâce à
l’instrumentation de celles-ci permet de compléter l’analyse. Sur la base de ces résultats, des
éléments d’explication des différences d’instabilité thermique observées lors de l’essai au feu
ISO sont exposés. L’apport des fibres sur les performances mécaniques résiduelles est discuté
pour différents paliers de température jusqu’à 900°C.
Le cinquième chapitre porte sur un chauffage unidirectionnel de dallettes confectionnées à
partir des trois formulations retenues pour l’étude de caractérisation. L’objectif de cette partie
est de se rapprocher des conditions en cas d’incendie, où une seule face d’un élément est
chauffée. Des dallettes de dimensions L 60 cm x l 30 cm x h 12 cm et des éprouvettes
cylindriques 15 x 30 cm ont subi un chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C avec un palier de 4
heures. Une différence de stabilité thermique est notée entre le feu ISO et le chauffage à
10°C/min. Les suivis de température et de pression à différentes profondeurs de la dallette
ont permis de mieux comprendre l’influence des fibres sur la stabilité thermique des bétons
étudiés. Quelques hypothèses sont apportées à la fin du chapitre vis-à-vis de
l’endommagement du béton de référence et du béton de fibres métalliques.
Une conclusion générale ainsi que des perspectives finalisent ce mémoire de thèse.
25
Chapitre 1 - Analyse bibliographique
26
1 Introduction
Ce chapitre présente une analyse de travaux de recherche sur l’influence de la température
sur les propriétés physiques et mécaniques du béton et l’instabilité thermique du béton. Il
s’articulera autour de cinq grandes parties. Après avoir présenté le contexte de cette étude,
la première partie portera sur les transformations physiques et chimiques du béton au cours
du chauffage ainsi que sur l’évolution des propriétés thermiques, physiques et mécaniques
des bétons non fibrés et des bétons de fibres de polypropylène et/ou métalliques. La
deuxième partie sera consacrée à la problématique de l’instabilité du béton soumis à une
température élevée et aux paramètres à l’origine de cette instabilité. L’effet des fibres de
polypropylène sur la stabilité thermique, notamment sur la pression de vapeur d’eau, sera
développé dans la troisième partie. Nous mettons en évidence le peu de résultats sur le
comportement à hautes températures des bétons de cocktail de fibres métalliques et
polypropylène. La quatrième partie de ce chapitre exposera le contexte règlementaire des
risques d’écaillage avec les moyens de prévention. Enfin, la dernière partie de ce chapitre
exposera la synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et métalliques sur le
comportement du béton soumis à une température élevée.
2 Contexte
Les incendies majeurs survenus ces vingt dernières années ont démontré la difficulté
d’appréhender le feu. Les exemples d’incendie de tunnels tels que : Tunnel du Mont Blanc
entre la France et l’Italie de 11,6 km (39 morts) en 1999 (Figure 1(a)), Tunnel de Tauern en
Autriche de 6,4 km (12 morts, 40 blessés) en 1999, Tunnel Gleinalm en Autriche de 8,3 km (5
morts, 4 blessés) en 2001, Tunnel St. Gothard en Suisse de 16,9 km (11 morts) en 2001,
Viamala Tunnel en Suisse de 755 m (9 morts, 6 blessés) en 2006 et de bâtiments comme la
Tour Windsor en Espagne de 32 étages en 2005, l’hôtel Mandarin Oriental en Chine de 34
étages (1 mort, 7 blessés) en 2009 (Figure 1 (b)) montrent des instabilités thermiques
caractérisées par un endommagement partiel ou complet de l’ouvrage.
Figure 1 Illustrations de dégradations d’ouvrages en béton suite à un incendie
Incendie du Tunnel du Mont Blanc, en France, durée de
53 heures. Incendie de l’Hôtel Mandarin
Oriental à Pékin (9 février 2009),
durée de 7 heures.
(b)
(a)
htpp://www.swissinfo.ch
27
L’incendie en tunnel est le phénomène le plus redouté. Les constructions de tunnels sont
complexes et nécessitent des coûts d’investissement parfois très importants. Ces vingt
dernières années, le risque lié à l’incendie dans les tunnels a augmenté, du fait du trafic
routier, qui s’est densifié, notamment par rapport au nombre de poids lourds transportant
des produits inflammables. Depuis l’ouverture du tunnel du Mont Blanc, le nombre de poids
lourds est passé de 45000 (en 1966) à 777000 (en 1998) (Haack 2003). Les sévères sollicitations
non seulement mettent en danger la vie des utilisateurs, mais aboutissent souvent à la perte
totale des véhicules impliqués et créent des dommages aux aménagements des tunnels. Cela
est principalement dû au rayonnement thermique, à l’augmentation de la température et à la
dispersion des fumées (INERIS 2009). Le dégagement de gaz toxiques présente d’une part un
risque de santé pour les usagers, d’autre
part, la fumée contient des suies qui
peuvent provoquer la baisse de visibilité.
Selon la durée de l’incendie, les dégâts
apparents sur un élément en béton
peuvent se présenter sous forme d’un
écaillage superficiel, d’une décohésion
généralisée du béton (la ruine totale de
l’ouvrage) (Figure 2), ou bien d’une chute
de caractéristiques mécaniques des
armatures de surface (perte d’adhérence,
éclatement de l’enrobage).
3 Evolutions des propriétés du béton soumis à des
températures élevées
3.1 Evolution de la matrice cimentaire
Lorsque le béton est soumis à une augmentation de température, différentes transformations
physiques et chimiques se produisent. Ces phénomènes concernent la pâte de ciment et les
granulats.
Les principales transformations de la matrice cimentaire observées par Schneider (Schneider,
Diederichs, and Ehm 1982), Noumowé (Noumowé 1995), Castellote (Castellote et al. 2004),
Alonso (Alonso and Fernandez 2004) et Toumi (Toumi 2010) lors de la montée en température
sont :
- 20-120°C : départ de l’eau libre et adsorbée (Noumowé 1995), décomposition
de l’ettringite à partir de 60 - 70°C (Castellote et al. 2004). Premiers signes de
décomposition de C-S-H avant 100°C (Alonso and Fernandez 2004) ;
- 130-170°C : double réaction endothermique lors de la décomposition du gypse
CaSO4.2H2O (Alarcon-Ruiz et al. 2005) ;
Figure 2 Section effondrée du faux plafond dans le tunnel du Gothard après l’incendie du 21 octobre, 2001
28
- 450-550°C : décomposition de la portlandite (deshydroxylation par
déshydratation) (Noumowé 1995) ;
- 600-750°C : décomposition des C-S-H, formation de 𝛽-C2S (Schneider et al.
1982). Décomposition de carbonate de calcium à partir de 600°C ;
- 1200°C : début de fusion du béton.
Dans la phase de refroidissement, Alonso et al. (Alonso and Fernandez 2004) ont observé une
nouvelle formation de la portlandite, ainsi qu’un processus de réhydratation des silicates qui
conduit à la formation de nouveaux gels de C-S-H.
3.2 Evolution des granulats
A hautes températures, les granulats se décomposent et subissent des modifications physico-
chimiques et minéralogiques significatives qui modifient les caractéristiques
microstructurelles du matériau.
D’après Nguyen (Nguyen 2013), les granulats en contact de la pâte de ciment peuvent être
réactifs ou neutres. Les granulats siliceux par exemple sont considérés neutres. Ils ne
réagissent pas avec la pâte de ciment et n’ont pas de liaisons importantes avec la matrice
cimentaire. Les granulats calcaires au contraire présentent de fortes liaisons avec la pâte de
ciment et sont considérés comme réactifs.
Les granulats de quartzite (siliceux) présentent des caractéristiques relativement stables vis-
à-vis du feu. A partir de 573°C une transformation du quartz α en quartz β s’accompagne d’une
forte dilatation de 1 % à 5 % (Laneyrie 2014). Cette variation de structure cristalline dans les
granulats peut provoquer une instabilité thermique lors du chauffage. Les travaux de
Mindeguia (Mindeguia 2009) et de Xing (Xing 2011) ont montré un éclatement du granulat
silex entre 110°C et 450°C. Cet endommagement précoce du silex peut être dû à la présence
d’eau piégée dans les micropores ou d’eau provenant de la deshydroxylation des groupes
silanols du quartz cryptocristallin.
Les granulats calcaires présentent un comportement thermique stable jusqu’à une
température de 600°C. Au-delà de cette température, la décarbonatation de la calcite a lieu :
CaCO3 → CaO + CO2. Lors du refroidissement, le CaO peut réagir avec l’humidité de l’air pour
donner de la Portlandite Ca(OH)2. La formation de cette nouvelle Portlandite avec un volume
supérieur à celui du granulat initial, créé des nouvelles fissurations dans le béton.
3.3 Déformation thermohydrique libre du béton
La déformation thermique libre du béton dépend de sa composition, de la nature des
granulats et de différentes transformations physico-chimiques, qui ont lieu durant le
chauffage.
Lors du chauffage, la pâte de ciment subit deux phases : la phase d’expansion et ensuite la
phase de retrait. Les travaux de Menou (Menou 2004) et Hager (Hager 2004) montrent une
29
dilatation de la pâte de ciment entre 20°C et 150°C. Cette phase de dilatation initiale de la
pâte de ciment est attribuée aux mouvements cinétiques moléculaires qui s’ajoutent à la
pression développée par une diminution de la tension superficielle de l’eau lors de la
sollicitation thermique (Menou 2004). Au-delà de cette plage de température, la pâte de
ciment présente un retrait très important lié au départ de l’eau contenue dans le matériau.
Les granulats ont un comportement différent. La nature minéralogique influence
significativement l’expansion thermique des granulats. La comparaison des déformations
thermiques de bétons formulés avec différents granulats, menée par Pista (Piasta 1989),
montre que le coefficient de dilatation thermique du béton dépend de celui des granulats. La
déformation du béton est caractérisée par une expansion volumique non linéaire dépendante
de la température. Après 150°C, la pâte de ciment se rétracte. L’évolution opposée des
granulats et de la pâte de ciment provoque à l’interface pâte-granulats des incompatibilités
de déformations qui génèrent des contraintes de traction au sein de la pâte de ciment et des
contraintes de compression au niveau des granulats. La Figure 3 présente l’évolution de
dilatation thermique apparente de la pâte de ciment et des granulats en fonction de la
température.
Les travaux de Kodur (Kodur 2014) sur le béton ordinaire montrent une augmentation de la
déformation thermique de 1,3 % à 700°C. L’auteur explique cette augmentation par
l’expansion thermique des granulats et le retrait de la pâte de ciment au sein du béton. Il est
intéressant de noter que la déformation thermique libre du béton reste constante de 700°C à
1000°C.
Figure 3 Evolution du coefficient de dilatation thermique apparent de la pâte de ciment et des granulats en fonction de la température (Al Nahhas 2004)
30
3.4 Evolution des propriétés physiques
Les phénomènes entrainés par la variation de température ont des conséquences sur les
propriétés de transfert du béton. La perméabilité et la porosité évoluent sous l’effet de la
température. Multiples travaux ont démontré l’augmentation de ces deux paramètres après
l’exposition du béton à hautes températures (Noumowé 1995), (Kalifa, Chéné, and Gallé
2001), (Menou 2004), (Hager 2004), (Zeiml et al. 2006), (Choinska 2006), (Mindeguia 2009).
Les interactions entre les propriétés physiques et mécaniques sont évidentes, par exemple, la
croissance de la porosité et de la perméabilité induit, dans la majorité des cas, une diminution
de résistance mécanique du matériau.
Perte de masse
Lors du chauffage, le béton perd de la masse essentiellement à cause du départ de l’eau libre
et liée contenue dans les pores et les hydrates et à la décarbonatation. La Figure 4 présente
l’évolution de la perte de masse de différentes compositions de béton avec et sans fibres de
polypropylène au cours du chauffage (Hager 2004). Il est important de noter que les limites
de température varient suivant les auteurs.
Porosité
Différentes études ont été réalisées sur la variation de la porosité de béton en fonction de la
température. Les travaux sur les bétons ordinaires, les bétons à hautes performances, les
bétons autoplaçants ont montré une augmentation progressive de la porosité de ces bétons
Figure 4 Pertes de masse des bétons déterminées durant le chauffage de 20°C à 600°C à la vitesse de 1°C/min. Les points indiquent la valeur de la teneur en eau obtenu par séchage à 105°C (Hager 2004)
31
en cours de l’élévation de la température. La Figure 5 regroupe les études réalisées par
Tsimbrovska (Tsimbrovska 1997) et Fares (Fares 2009) sur l’évolution de la porosité à l’eau en
fonction de la température. Les travaux de Tsimbrovska (Tsimbrovska 1997) portent sur un
BO (36 MPa) et un BHP (110 MPa) soumis à un chauffage à 0,2 °C/min. A la température de
200°C, l’auteur observe une augmentation de 0,9 % et 1,8 % de porosité pour le BO et le BHP
respectivement. Fares (Fares 2009) a testé les bétons autoplaçants (BAP) (54 MPa), les bétons
vibrés (41 MPa) à un chauffage à 1°C/min jusqu’à 600°C. L’auteur a constaté que la porosité
augmente, quel que soit le béton (BO, BHP ou BAP). La décomposition des hydrates induit une
faible évolution de la perméabilité qui augmente surtout au-delà de 400°C lorsque l’interface
pâte-granulat fissure sous l’action des déformations thermiques différentielles.
Les études faites par Mindeguia (Mindeguia 2009), Xing (Xing et al. 2011), Niry Razafinjato
(Niry Razafinjato et al. 2014) sur le comportement des granulats montrent que la présence
des granulats de silex influence beaucoup
la porosité entre 20°C et 600°C. En effet,
dans le cas des bétons de granulats de silex,
la plus forte augmentation de porosité est
liée à l’instabilité thermique des silex.
Dans le cadre du projet national BHP 2000
(BHP 2000), la porosité des bétons
contenant des fibres de polypropylène a
été étudiée. Les auteurs constatent une
porosité supplémentaire des bétons
contenant 1,75 et 3 kg de fibres de Figure 6 Porosité résiduelle à l'eau en fonction du dosage en
fibres et de l’évolution de température, (BHP 2000)
Figure 5 Evolution de la porosité de différents bétons en fonction de la température ((Tsimbrovska 1997), (Fares 2009))
0
5
10
15
20
25
30
0 100 200 300 400 500 600
Po
rosi
té (
%)
Température (°C)
BO (36 MPa) (Tsimbrovska,1997)
BHP (110 MPa)(Tsimbrovska, 1997)
BAP 40 (54MPa) (Fares,2009)
BV 40 (41 MPa) (Fares, 2009)
BAP 25 (37 MPa) (Fares,2009)
32
polypropylène. Cette porosité est liée aux transformations que subissent les fibres (Figure 6).
D’autres auteurs ((Hager 2004), (Haniche 2011)) ont aussi remarqué que l’addition de fibres
de polypropylène favorise une porosité supplémentaire qui évolue avec le dosage en fibres.
Pliya (Pliya 2010) a mené une étude comparative de bétons sans fibres (C3 : 70 MPa), de
bétons contenant 1, 1,5 et 2 kg/m3 de fibres de polypropylène (CP3 -1 : 68 MPa, CP3-1,5 : 86
MPa et CP3-2 : 79 MPa), de bétons contenant 30 et 40 kg/m3 de fibres métalliques et de
bétons de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CSP3-30x1 : 74 MPa, CSP3-30x2 :
73 MPa, CSP3-40x1 : 80 MPa et CSP3-40x2 : 77 MPa). Les résultats de porosité à l’eau après
séchage à 60°C et chauffage à 450°C à la vitesse de 1°C/min indiquent que les bétons de fibres
métalliques génèrent peu de porosité supplémentaire par rapport aux bétons de référence et
contrairement aux bétons de fibres de polypropylène.
Il existe peu de résultats de recherche sur la porosimètrie au mercure des bétons chauffés. Le
projet BHP 2000 (BHP 2000) présente une comparaison de la porosité accessible à l’eau et
mesurée par injection de mercure pour différents bétons en fonction de la température
(Figure 7). Les auteurs constatent que la porosité à l’eau évolue très peu avec la température
(augmentation de 2,3 % pour le M 30 C et de 0,9 % pour M 100 C entre 105°C et 400°C). Il est
intéressant de noter que les mesures de la porosité à l’eau sont supérieures à celles de la
porosité mesurée par intrusion de mercure.
Figure 7 Porosité à l’eau et au mercure (MIP), (BHP 2000)
33
Perméabilité au gaz
Les transformations physiques et chimiques, les variations dimensionnelles au sein du béton
augmentent la connectivité du réseau poreux et donc la perméabilité. Tsimbrovska
(Tsimbrovska 1997) a réalisé des essais
de perméabilité au gaz sur des
mortiers, BO et BHP (Figure 8). Les
résultats obtenus ont mis en évidence
que la perméabilité résiduelle au gaz,
mesurée après refroidissement,
qu’elle soit intrinsèque ou apparente,
augmente avec la température (repris
de (Choinska 2006)). Cette
augmentation est attribuée à
l’endommagement de la matrice dû à
la déshydratation et à l’augmentation
de la taille des pores capillaires.
Choinska et al. (Choinska et al. 2007)
ont établi le lien entre l’endommagement,
la perméabilité et la température (à 20°C,
105°C et 150°C) (Figure 9). Nous pouvons
supposer que l’évolution globale de la
perméabilité suit une loi : k = f
(endommagement) g (température).
L’augmentation de la perméabilité est due à
la température et l’endommagement
mécanique qui s’exprime en deux fonctions
(f et g), qui reflètent chaque contribution
séparément. L’évolution de perméabilité
avec la température est quasiment la
même, quel que soit le dommage considéré.
Ozawa et al. (Ozawa and Morimoto 2014) ont réalisé des essais de perméabilité sur des
éprouvettes de Ø 50 mm x 100 mm (72,5 MPa) contenant 0,15 % du volume des fibres de
polypropylène. Les essais ont été réalisés à 200°C et 500°C. La perméabilité résiduelle des
bétons de fibres de polypropylène est multipliée par 12 à 500°C par rapport aux bétons de
référence (Figure 10). Les auteurs attribuent cette augmentation à la fusion et évaporation
des fibres de polypropylène.
Figure 8 Evolution de la perméabilité intrinsèque avec la température de mortiers et de bétons ordinaires (MO, BO) et hautes performances
(MHP, BHP), (Tsimbrovska 1997)
Figure 9 Evolution de l’accroissement de la perméabilité intrinsèque en fonction de la température et de
l’endommagement de l’éprouvette, (Choinska et al. 2007)
34
3.5 Evolution des propriétés thermiques du béton à hautes températures
Les propriétés thermiques (la conductivité thermique, la diffusivité thermique et la chaleur
massique) influencent la répartition de la température au sein du béton.
Conductivité thermique
La conductivité thermique est la capacité d’un matériau à conduire la chaleur. Cette aptitude
du matériau béton est fortement liée à la nature des granulats utilisés et sa teneur en eau.
D’une manière générale, la conductivité thermique du béton baisse avec la montée en
température.
Dans une structure cristalline où la conduction thermique est régie par les vibrations des
atomes (phonons), quand la température croît, la conductivité thermique diminue. Ceci est lié
à la diminution du libre parcours moyen des phonons. En effet, à hautes températures, le
nombre total de phonons excités est proportionnel à T et les collisions entre phonons
augmentent. Le libre parcours moyen des phonons varie donc proportionnellement à 1/T. Il
en est de même pour la conductivité thermique. Par ailleurs, les modifications physiques et
chimiques que subit le béton pendant le chauffage se traduisent aussi par une diminution de
conductivité thermique. La création de vides (augmentation de la taille des pores et
fissuration) et le départ progressif de l’eau (sous toutes ses formes) qui est un bon conducteur
thermique contribuent à la perte de conductivité thermique du béton avec l’augmentation de
la température (Bonnelle et al. 2010).
La conductivité thermique du béton dépend de celles de chacun de ses constituants selon des
lois de mélanges plus complexes que celle retenue pour la chaleur spécifique. En particulier,
ces lois de mélange prennent en compte la distribution spatiale des constituants en plus des
proportions volumiques de chacun (Xing 2011). La conductivité thermique des bétons dépend
essentiellement des granulats utilisés : en particulier les bétons avec des granulats contenant
du quartz ont une conductivité thermique plus importante que les bétons de granulats
Figure 10 Perméabilité intrinsèque du béton en fonction du traitement thermique et du dosage en fibres de polypropylène, (Ozawa et al. 2011)
Béton de 0,15 % de
fibres de
polypropylène
Béton de
référence
35
calcaires (Bazant and Kaplan 1997). Mindeguia (Mindeguia 2009) a cependant montré que ce
résultat n’est toutefois pas généralisable pour l’ensemble des granulats siliceux. Les
conductivités thermiques de bétons de granulats calcaires et silico-calcaires composés à 70 %
de silex présentant des valeurs voisines de conductivité thermique. Les résultats de Xing (Xing
2011) ont mis en évidence l’influence de la taille des grains de silice sur la valeur de la
conductivité à 20°C et son évolution avec la température. Ainsi la conductivité du quartz
macro cristallin bien cristallisé est plus élevée à température ambiante, mais diminue plus
rapidement avec la température que celle de la silice sous forme microcristalline moins bien
cristallisée telle que l’on peut la rencontrer dans les granulats de silex. Parmi les bétons de
classe C40 testés par (Xing 2011), les conductivités thermiques du béton à 20°C varient entre
3,1 W/m°C pour les bétons de granulats de quartzite (100 % quartz macro cristallin) et 1,6
W/m°C pour les bétons de granulats calcaires et de silex. Ces conductivités augmentent
d’environ 0,2 W/m°C pour des BHP. Cependant, cet écart entre bétons de différents granulats
diminue assez rapidement avec la température, car la diminution de la conductivité est
d’autant plus importante que le granulat est conducteur à température ambiante.
La Figure 11 présente l’évolution de la conductivité thermique d’un béton autoplaçant durant
le chauffage et le retour à température ambiante. Lors de la montée en température, la
conductivité descend progressivement de 20°C à 120°C, ensuite elle chute jusqu’à 300°C et
ralentit entre 300°C et 600°C. Au refroidissement, la valeur de la conductivité est stable
(d’environ 1,2 W/mK). Une telle stagnation de la conductivité entre 600°C et 20°C permet de
conclure que les réactions physico-chimiques, ayant lieu au sein du béton lors du chauffage,
sont irréversibles.
D’autres auteurs comme Ödeen ((Ödeen and Nordström 1972) rapporté par (Jansson 2004))
montrent un gain de la conductivité thermique lors du refroidissement.
Haniche (Haniche 2011) a mené des travaux sur des bétons à hautes performances contenant
des fibres de polypropylène à diverses proportions (0,5 kg/m3 ; 1 kg/m3; 2 kg/m3). La Figure
12 (a) montre l’évolution de la mesure de conductivité thermique résiduelle après le chauffage
Figure 11 Evolution de la conductivité thermique d'un béton autoplaçant en fonction de la température, (Jansson 2004)
36
à la vitesse de 1°C/min. Les résultats montrent une baisse de la conductivité thermique, quelle
que soit la proportion de fibres de polypropylène. Le faible impact sur la conductivité peut
s’expliquer par la faible proportion de fibres contenues dans le béton. La Figure 12 (b)
présente la comparaison de la perte de la conductivité thermique à chaud et en résiduel. Les
baisses (15 %) de conductivité sont plus importantes en résiduel qu’à chaud (6 %) et 105°C.
Chaleur massique et capacité thermique volumique
La chaleur spécifique exprime la quantité de chaleur par unité de masse, nécessaire pour
augmenter la température du matériau d’un degré. La chaleur massique du béton dépend de
la teneur en eau, du type de granulats et de sa densité. La chaleur spécifique augmente d’une
manière générale avec la température. Kodur (V. Kodur and Sultan 1998) et Schneider
(Schneider 1988) ont montré que cette évolution dépend des différentes réactions
endothermiques. Lors du traitement thermique, la chaleur spécifique sera fortement modifiée
par le départ de l’eau libre, la déshydratation des CSH et la décomposition de la Portlandite.
L’Eurocode 4 (EUROCODE 4 1994) propose une évolution polynomiale du second degré en
fonction de la température pour un béton séché, avec un pic de chaleur spécifique entre 100
et 200°C caractérisant le changement de phase de l’eau contenue dans le béton.
Eurocode 4 : C= 900 + 80 (𝜃/120) – 4 (𝜃/120)2 (J/kgK) pour 20°C ≤ 𝜃 ≤ 1200°C
La chaleur massique de béton varie entre 840 J/kg.K et 1800 J/kg.K selon les granulats (Kodur
2014). La Figure 13 présente les résultats de la variation de la chaleur spécifique pour les
bétons ordinaires en fonction de la température. Ces résultats sont basés sur les données de
l’ASCE (American Society of Civil Engineers), de l’Eurocode 2 ((EUROCODE 2 2004) et de Kodur
(V. R. Kodur and Sultan 1998). La chaleur massique reste constante jusqu’à 400°C et ensuite
varie légèrement entre 400°C et 700°C. A partir de 700°C, cette grandeur augmente fortement
et redescend vers 800°C. La chaleur massique augmente légèrement pour les bétons de
Figure 12 Conductivité thermique résiduelle (a) et la perte de conductivité thermique à chaud et en résiduel (b) en fonction de la température (Haniche 2011)
(b) (a)
37
granulat siliceux et fortement à partir de 600°C pour les bétons de granulats calcaires en
relation avec la réaction de décarbonatation fortement endothermique.
Khaliq et al. (Khaliq and Kodur 2011) ont déterminé la capacité volumique de bétons
autoplaçants par la technique de « Hot Disk TPS 2500S ». Quatre formulations de bétons
autoplaçants (BAP) ont été testées : les BAP sans fibres (SCC), les BAP contenant 42 kg/m3 de
fibres métalliques (SCC-S), les BAP contenant 1 kg/m3 de fibres de polypropylène (SCC–P) et
les BAP de cocktail de 42 kg/m3 de fibres métalliques et de 1 kg/m3 de fibres de polypropylène.
Les résultats montrent une évolution quasi constante de la chaleur spécifique au début du
chauffage entre 20 et 400°C à la vitesse de chauffage de 2°C/min (Figure 14). De 400°C à 700°C,
la chaleur massique évolue progressivement et ralentit entre 700°C et 800°C pour tous les
bétons mis, à part SCC-S et SCC-P. La chaleur massique des bétons SCC-P décroit après 600°C.
Les auteurs attribuent cette décroissance à la vaporisation des fibres de polypropylène, par
conséquent le béton nécessite
moins de chaleur pour monter en
température. Les bétons SCC-S ont
la plus grande capacité à stocker
l’énergie parmi tous les bétons
pour les températures comprises
entre 650 et 800°C. Les auteurs
expliquent cela par la
microstructure dense et par la
faible perméabilité des SCC-S, qui
nécessitent de la chaleur
supplémentaire afin de convertir
l’eau en vapeur.
Figure 14 Evolution de la capacité volumique de BAP en fonction de la température, (Khaliq and Kodur 2011)
Figure 13 Variation de la chaleur spécifique du BO en fonction de température (Kodur 2014)
38
Diffusivité thermique
La diffusivité représente la vitesse à laquelle la chaleur se propage dans les couches du
matériau. Elle est fonction de la conductivité thermique, de la chaleur massique et de la masse
volumique du matériau.
L’évolution de la diffusivité thermique est fortement influencée par les différentes
transformations physico-chimiques du béton lors du chauffage. Différentes études ont été
réalisées sur l’évolution de la diffusivité thermique du béton ((Xing 2011), (Haniche 2011),
(Nguyen 2013)). Elles montrent que la diffusivité thermique est de l’ordre de 1 mm2.s-1 à
température ambiante. La Figure 15 présente des résultats expérimentaux issus de la
littérature.
La baisse de la diffusivité est liée à la baisse de la conductivité et à l’augmentation de la chaleur
spécifique pour les raisons évoquées dans les paragraphes précédents.
Haniche (Haniche 2011) a remarqué qu’en rajoutant 1 kg/m3 ou 2 kg/m3 de fibres de
polypropylène, la perte de diffusivité thermique est retardée (Figure 15).
Globalement, d’après la Figure 15, la diffusivité des BO est plus faible que celle des BHP.
3.6 Evolution des propriétés mécaniques du béton
La sollicitation thermique sur le béton provoque une diminution graduelle des propriétés
mécaniques, qu’elles soient mesurées à chaud ou à froid. Les pertes de résistance varient en
fonction de la température, de la vitesse de montée en température et du type de béton. Les
principales caractéristiques mécaniques présentées sont la résistance à la compression, la
résistance à la traction et le module d’élasticité.
Figure 15 Diffusivités thermiques de différents bétons en fonction de la température, (Mindeguia 2009), (Xing 2011), (Nguyen 2013), (Haniche 2011)
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
0 50 100 150 200 250 300
Dif
fusi
vité
th
erm
iqu
e (m
m2
/s)
Température (°C)
B 40 SC (Mindeguia 2009)
BO-SC (Xing, 2011)
BHP-SC (Xing, 2011)
B1 (Nguyen, 2013)
B2 (Nguyen, 2013)
BHP 0,5 (Haniche, 2011)
BHP 1 (Haniche, 2011)
BHP 2 (Haniche, 2011)
39
Résistance à la compression
Pour caractériser un béton, il est nécessaire de connaitre sa résistance à la compression.
Généralement, une baisse de la résistance à la compression est observée au cours du
chauffage.
De nombreux essais montrent une diminution de la résistance à la compression du béton
entre 20 et 80°C. Khoury (Khoury 1992) suppose que cette baisse de résistance résulte de la
réduction des forces de cohésion Van der Walls entre les feuillets de CSH qui conduirait à la
formation de groupes silanol (Si-OH--HO-Si). Ces groupes présentent des forces de liaison plus
faibles que les groupements siloxane (Si-O-Si). Ensuite, à partir de 80°C, le processus de
séchage induit la réaction suivante : Si-OH--HO-Si → Si-O-Si+H2O↑ et provoque un
accroissement des forces de surface entre les particules de gel de CSH qui assurent la
résistance de la pâte de ciment. En dépassant le seuil de 300°C, le béton ne contient plus d’eau
et la résistance baisse progressivement sous l’effet de la température.
Plusieurs études regroupent en deux zones le comportement résiduel du béton à la
compression :
De la température ambiante à 250°C (400°C) : une légère baisse, un maintien
ou une augmentation de résistance est observée (Bilodeau, Kodur, and Hoff 2004),
(Kanema 2007), (Phan 2008).
De 250°C (400°C) à 600°C : une chute de la résistance à la compression est notée
(Hager 2004), (Pliya 2010).
La variation des propriétés mécaniques des bétons évolue différemment selon que l’essai soit
réalisé à chaud ou à froid (essai résiduel). La Figure 16 présente une évolution de la résistance
à la compression relative du
même béton à chaud et à
froid. Nous constatons que la
résistance à chaud est
supérieure à la résistance
résiduelle pour toutes les
températures après 150°C.
Ceci peut être expliqué par un
endommagement
supplémentaire du béton au
cours du refroidissement
(réhydratation de la chaux,
décomposition des granulats,
changement du signe de gradient thermique) (Hager and Pimienta 2004).
Figure 16 Evolution de la résistance à la compression d'un béton en fonction du type d'essai (à chaud ou à froid), (Hager and Pimienta 2004)
0
20
40
60
80
100
120
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650
fcT/
fc2
0°C
(%
)
T (°C)
A chaud Residuel
40
Les courbes d’évolution de résistance à la compression en fonction de la température,
proposées par l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), sont présentées sur la Figure 17. Les courbes
de l’Eurocode 2 se basent sur deux types de granulats : calcaires et siliceux et concernent les
bétons ordinaires (BO) et les bétons à hautes performances (BHP). Les BO (calcaires) se
comportent mieux au feu que les BHP (C80/95).
Behnood (Behnood and Ghandehari 2009) a testé les bétons de fibres de polypropylène avec
des dosages de 1 kg/m3; 2 kg/m3; 3 kg/m3 (Figure 18). Les résultats ont montré une légère
amélioration de la résistance à la compression des bétons fibrés par rapport aux bétons de
référence. Le dosage de 2 kg/m3 présente les meilleures performances mécaniques de 200 à
600°C. L’auteur préconise le dosage de 2 kg/m3 comme un optimum parmi les trois dosages
testés. Les résultats de Khaliq (Khaliq and Kodur 2011) et de Behnood (Behnood and
Ghandehari 2009) sur les bétons de fibres de polypropylène (1 kg/m3) n’ont pas montré
d’amélioration significative de la résistance à la compression avec l’évolution de température.
Il est possible que l’incorporation de fibres de polypropylène génère des porosités
supplémentaires lors du traitement thermique du béton et réduit la résistance à la
compression. De plus, les fibres métalliques (42 kg/m3) et le cocktail de fibres (42x1 kg/m3)
n’ont pas donné d’effet favorable vis-à-vis de la résistance à la compression (Khaliq and Kodur
2011).
Figure 17 Courbes de la variation de la résistance à la compression selon les textes de l'Eurocode 2, (EUROCODE 2 2004)
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
0 200 400 600 800 1000 1200
fcT°
/fc 2
0
T(°C)
BO (calcaires) BO (siliceux)
BHP (C55/67) BHP (C70/85)
BHP (C80/95) Annexe National (C60/80)
41
D’après Pliya (Pliya 2010), les différentes teneurs en fibres de polypropylène et métalliques
ne changent pas la cinétique de la perte de résistance à la compression (Figure 18). Il est
important de souligner, qu’il ne suffit pas d’additionner le comportement des bétons de fibres
de polypropylène et celui des bétons de fibres métalliques aux mêmes dosages afin d’obtenir
le comportement à hautes températures des bétons de cocktail de fibres.
Résistance à la traction
Lors des incendies, des microfissurations apparaissent sur les parties sous tension de la
structure. Une résistance élevée à la traction permet de limiter les dommages structurels de
l’élément en limitant la propagation des fissurations notamment lorsque le processus
d’écaillage est entammé.
Comme dans le cas de la résistance à la compression, les résultats de la littérature affirment
que la résistance à la traction résiduelle des bétons diminue sous le traitement thermique
(Noumowé 1995), (Chan, Peng, and Anson
1999b), (Chen and Liu 2004), (S. L. Suhaendi
and Horiguchi 2006), (Aydin, Yazici, and
Baradan 2008), (Haniche 2011).
Kanema (Kanema 2007) a étudié l’évolution
de la résistance à la traction résiduelle sur
des bétons de différents dosages en ciment
(B325 (fc = 39 MPa), B350 (fc = 45 MPa),
B400 (fc = 53 MPa), B450 (fc = 60 MPa) et
B500 (fc = 72 MPa) (Figure 19) . Les bétons à
faible rapport E/C (B450 et B500) présentent
0
20
40
60
80
100
120
0 200 400 600 800
fc(T
)/fc
(20
) (%
)
Température (°C)
Créf (Behnood, 2009)
CPP-1 (Behnood, 2009)
CPP-2 (Behnood, 2009)
CPP-3 (Behnood, 2009)
CPPS 30x1 (Pliya, 2010)
CPPS 30x2 (Pliya, 2010)
CPPS 40x1 (Pliya, 2010)
CPPS 40x2 (Pliya, 2010)
BAP (Khaliq, 2011)
BAP-PP 1 (Khaliq, 2011)
BAP-S 42 (Khaliq, 2011)
BAP-PPS 42x1 (Khaliq, 2011)
Figure 18 Evolution de la résistance résiduelle relative à la compression de bétons de fibres métalliques, de polypropylène et de cocktail de fibres métalliques et polypropylène
Figure 19 Evolution de la résistance résiduelle relative à la traction des bétons chauffés, (Kanema 2007) (vitesse de chauffage est de 1°C/min)
42
une réduction plus importante de leur résistance à la traction comparativement au béton à
fort rapport E/C (B325). La diminution de la résistance résulte d’une déstructuration de la
matrice cimentaire et plus particulièrement de la déshydratation de l’auréole de transition
avec l’augmentation de la température. L’auteur conclut que la baisse de la résistance à la
traction résiduelle des bétons dépend du rapport E/C initial et de la sollicitation thermique
imposée.
Sur la Figure 20 nous avons collecté plusieurs résultats de résistance à la traction résiduelle
par fendage des bétons de référence et des bétons fibrés.
Chen et al. (Chen and Liu 2004) ont testé la résistance à la traction par fendage des bétons à
hautes performances (HSC) contenant des fibres de polypropylène (HSC-P), des fibres de
carbone (HSC-C), des fibres métalliques (HSC-S) et trois cocktails de fibres métalliques (S),
carbone (C) et polypropylène (P) (HSC-C-S, HSC-C-P et HSC-S-P) (Figure 20). La résistance à la
compression des bétons sans fibres à 28 jours était de 82 MPa. Les bétons de fibres de
polypropylène (0,6 % en volume) montrent une amélioration de la résistance résiduelle à la
traction d’environ 20 % par rapport aux bétons sans fibres pour les températures de 600 et
800°C. En ce qui concerne les bétons de fibres métalliques, les auteurs trouvent que la fraction
volumique de 1 % (78 kg/m3) de fibres métalliques génère une amélioration de 40 % de la
résistance résiduelle relative à une température de 400°C. A la température de 800°C, cette
amélioration atteint 30 %.
D’après les résultats décrits par Suhaendi (S. L. Suhaendi and Horiguchi 2006) les fibres
métalliques ont une forte influence sur la résistance à la traction résiduelle. Pour deux
compositions de bétons contenant un même volume de cocktail de fibres, les auteurs
observent une résistance résiduelle relative à la traction de 72 % pour la composition
contenant 0,5 % de fibres métalliques et 49 % pour la composition avec 0,25 % de fibres
métalliques.
Figure 20 Différents résultats de la résistance à la traction résiduelle relative
0
2
4
6
8
10
12
14
0 200 400 600 800
fc(T
)/fc
(20
) (%
)
Température (°C)
NSC (Chan, 1999)HSC-1 (Chan, 1999)HSC 2 (Chan, 1999)HSC (Chen, 2004)HSC-C (Chen, 2004)HSC-P (Chen, 2004)HSC-C-S (Chen, 2004)HSC-C-P (Chen, 2004)HSC-S-P (Chen, 2004)Plain (Suhaendi, 2006)P6-0,25 (Suhaendi, 2006)P6-0,5 (Suhaendi, 2006)P30-0,25 (Suhaendi, 2006)P30-0,5 (Suhaendi, 2006)S30-0,25 (Suhaendi, 2006)S30-0,5 (Suhaendi, 2006)HY-A (Suhaendi, 2006)HY-B (Suhaendi, 2006)
43
Module d’élasticité
Le module d’élasticité d’un béton dépend de la proportion de granulats et de la matrice
cimentaire ainsi que du module d’élasticité de chaque constituant.
Noumowé (Noumowé 1995) a présenté l’évolution des modules d’élasticité résiduels par
rapport au module initial de BO et BHP. Une baisse de module est remarquée pour les deux
bétons (BO et BHP). A 500°C, le BO garde seulement 48 % de son module initial, tandis que le
BHP est à 54 %. Il est intéressant de noter que pour la température de 150°C, la valeur relative
du BO (90 %) est supérieure à celle du BHP (83 %).
Les résultats de modules d’élasticité mesurés à chaud sont peu nombreux. Hager (Hager 2004)
a réalisé des essais à chaud avec des bétons de différents rapports E/C (0,3 ; 0,4 ; 0,5) (Figure
21 (a)). Une diminution progressive et monotone de module d’élasticité est observée, ainsi
l’auteur a constaté que le départ d’eau n’influence pas le module, contrairement aux résultats
de la résistance à la compression. A 120°C la perte de résistance est de 20 %, tandis qu’à 600°C
la baisse est déjà d’environ 80 %.
En comparant l’évolution de module d’élasticité à chaud et à froid (Figure 21 (b)), nous
constatons que le module décroit dans les deux cas et présente une plus forte diminution dans
le cas de module résiduel. D’après Hager (Hager 2004), cette différence peut être expliquée
par différents processus au cours de refroidissement : le gradient thermique inversé, l’absence
de la déformation thermique transitoire (relaxation des contraintes entre la pâte et les
granulats) et l’augmentation de volume consécutive à la réhydratation de la chaux.
L’incidence des fibres métalliques et de polypropylène sur le module résiduel des bétons a été
étudiée par plusieurs auteurs.
Figure 21 Evolution de modules d'élasticité apparents déterminé "à chaud" en fonction de différentes températures (a), évolution du module d'élasticité apparent obtenu "à chaud" et "résiduelles" sur le béton de fibres de polypropylène (0.9
kg/m3) (b), (Hager 2004)
(a) (b)
44
Kanéma (Kanema 2007) a noté que le module d’élasticité diminue de manière continue à
partir du cycle de 150°C. L’auteur remarque une baisse de plus de 98 % de la rigidité initiale à
un chauffage de 600°C.
Lau (Lau and Anson 2006) a étudié l’influence de l’ajout de 1 % (78 kg/m3) de fibres métalliques
(Figure 22). Des bétons de résistances à la compression de 39 MPa (M1), 53 MPa (M2) et 99
MPa (M3) ont été chauffés aux paliers de 105°C, 200°C, 300 °C, 400°C, 600°C, 800°C, 1000°C,
1100°C et 1200°C à une vitesse de 5°C/min jusqu’à 600°C puis de 4°C/min au-delà. L’auteur ne
distingue pas d’impact important des fibres métalliques avant 400°C et au-delà de 800°C.
Sideris et al. (Sideris, Manita, and Chaniotakis 2009) ont mesuré les modules d’élasticité
résiduels sur différents bétons. La Figure 23 présente une évolution de module d’élasticité
relatif de bétons ordinaires (NSC) et de bétons à hautes performances (HPC1 et HPC2), de
bétons contenant des fibres métalliques (SFR) et de bétons avec ajout de fibres de
polypropylène (PFR) en fonction de la température. Le dosage de fibres métalliques et de
fibres de polypropylène est de 40 kg/m3 et 5 kg/m3 respectivement. La teneur en eau des
éprouvettes varie de 3 % à 4 %. Les résultats des essais à hautes températures (la vitesse de
chauffage est de 5°C/min, le palier est de 1h) ont montré que les bétons à hautes
performances sont plus sensibles à l’écaillage que les bétons ordinaires. L’addition des fibres
métalliques ne ralentit pas la perte de module. Au contraire, après 500°C, les fibres
métalliques ne semblent présenter aucun apport supplémentaire à la résistance du béton.
L’effet négatif des fibres de polypropylène sur l’évolution des propriétés mécaniques du
béton, notamment le module d’élasticité, est remarqué par les auteurs. La diminution linéaire
des modules d’élasticité est observée jusqu’à 300°C. Seuls les bétons de fibres de
polypropylène n’ont pas subi l’écaillage.
Figure 22 Module d'élasticité statique résiduel en fonction de température, (Lau and Anson 2006)
45
Xing (Xing 2011) a noté que les performances mécaniques résiduelles des bétons dépendent
fortement de la nature du granulat après 300°C. Les bétons de granulat silex présentent la
fissuration la plus marquée et par conséquent une importante perte de résistance mécanique
entre 300°C et 600°C. Pour le béton de granulat calcaire, la décarbonatation de la calcite (entre
600°C et 750°C) génère la dégradation des propriétés mécaniques dès 600°C.
La Figure 24 résume le lien entre les modifications physiques, chimiques et dimensionnelles
du béton au cours du chauffage et ses pertes de performances mécaniques (Pliya 2010). Lors
de la sollicitation thermique, la pâte de ciment subit dans un premier temps une dilatation
jusqu’à 150°C - 200°C puis une contraction importante jusqu’au-delà de 600°C due
essentiellement au départ de l’eau libre puis de l’eau chimiquement liée. Les granulats
subissent durant le chauffage une importante expansion volumique non proportionnelle à la
température. Une expansion importante de la plupart des granulats a lieu autour de 550°C.
Ceci est lié aux modifications chimiques et cristallines de la matrice. Cette incompatibilité de
déformations entre la pâte et les granulats provoque des endommagements supplémentaires
du béton (l’apparition de fissurations dans la matrice, transgranulaires et interface
pâte/granulats). Au final, l’incompatibilité des déformations entre la pâte et les granulats
amène à la dégradation des performances mécaniques du béton. La résistance à la
compression du béton chauffé diminue progressivement jusqu’à 300°C et ensuite chute
brusquement au-delà de 300°C. Le module d’Young montre une baisse progressive durant
tout le chauffage.
Figure 23 Evolution de module d'élasticité relatif résiduel en fonction de la température, (Sideris et al. 2009)
46
4 Instabilité thermique du béton
Le béton est considéré depuis longtemps comme un des meilleurs matériaux de construction
compte tenu, de la facilité de mise en œuvre, de sa meilleure résistance à la compression, de
sa durabilité. Malgré toutes ces performances, les incendies de tunnels et de bâtiments ont
montré le caractère instable et complexe du béton. Des études ont été menées pour
comprendre l’origine de ce phénomène et quels paramètres peuvent-y être associés.
4.1 Différentes formes d’instabilité thermique
Il est d’usage de distinguer sous le même terme de « spalling » deux différents modes
d’endommagement :
L’écaillage «progressive spalling » est un phénomène qui correspond à un
détachement de matière progressif et répétitif. Il est généralement caractérisé par
une perte de petits fragments de béton.
L’éclatement « explosive spalling » est un phénomène, caractérisé par la perte
brutale d’une partie de surface de béton. Les morceaux détachés sont volumineux
et peuvent engendrer la perte de capacité portante de la structure.
L’écaillage et l’éclatement du béton apparaissent dans les endroits les plus exposés au feu et
moins isolés.
Figure 24 Processus d’endommagement du béton en fonction de la température, (Pliya 2010)
47
L’endommagement thermique peut se présenter sous différentes formes (Jansson 2004) :
Eclatement de granulats (aggregate spalling) : ce type d’éclatement est
superficiel, causé par la dilatation thermique des granulats proches de la surface.
Eclatement de surface (surface spalling) : éclatement discoïdal violent,
probablement causé par la migration d’eau.
Eclatement d’angle (corner spalling) : écaillage non-violent des angles,
probablement causé par la migration d’eau, ainsi que par les contraintes thermiques.
Ecaillage explosif (expolsive spalling) : écaillage très violent, caractérisé par le
détachement de grands morceaux de béton (jusqu’à 1m2 environ) du parement exposé
au feu.
En raison de la nature complexe et multifactorielle de l'écaillage, plusieurs explications
théoriques ont été formulées. Toutefois, les causes de l’éclatement du béton ne sont pas
encore aujourd’hui parfaitement comprises.
4.2 Mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique
Deux théories principales permettent d’expliquer l’instabilité thermique du béton :
1) Hypothèse thermo-hydrique ((Harmathy 1965), (Anderberg 1997), (England
and Khoylou 1997), (BHP 2000), (Mindeguia 2009) et (Noguchi et al. 2010))
Cette hypothèse se base sur le transfert de masse dans le réseau poreux (air, vapeur, eau
liquide) qui génère de fortes pressions. En effet, lorsque la température augmente au sein du
matériau, la pression de vapeur d’eau (libre et liée) devient plus élevée à proximité de la face
chauffée. Le gradient de pression entraine non seulement l’évacuation d’eau vers la face
chauffée, mais aussi vers les zones plus froides. Lorsque la vapeur se concentre dans les zones
froides voisines, elle se condense. Ce processus se poursuit jusqu’au moment où une zone de
forte saturation « le bouchon hydraulique » rend la migration difficile. Le bouchon hydraulique
génère une augmentation de pression de vapeur de la zone chaude qui aboutit à l’apparition
de l’écaillage ou l’éclatement. D’après (Harmathy 1965), la présence de l’humidité dans le
béton génère une augmentation de pression et favorise l’augmentation du gradient
thermique suite à l’énergie nécessaire pour la vaporisation de l’eau liquide.
Les travaux de Mindeguia (Mindeguia 2009) ont démontré qu’en cas de sollicitation thermique
sévère, en termes de vitesse de chauffage et de température atteinte, le matériau est
endommagé plus rapidement, ce qui permet d’augmenter la porosité et de réduire fortement
les pressions de vapeur. Par contre, dans le cas de chauffage lent, la plus lente diffusion de
chaleur permet de « présécher » le matériau et donc d’homogénéiser la température au sein
du matériau ce qui limite les gradients thermiques. D’après Harmathy (Harmathy 1965) et
Kalifa (Kalifa et al. 2002) le « préséchage » du béton permet de réduire fortement les pressions
de vapeur dans les pores grâce à l’évacuation de l’eau libre du matériau. Bazant (Bazant and
48
Kaplan 1997) estime que les pressions de vapeur internes amorceront simplement l’ouverture
des fissurations.
2) Hypothèse thermo-mécanique ((Bazant and Kaplan 1997), (Ulm, Coussy, and
Bazant 1999), (Kalifa et al. 2001), (Msaad and Bonnet 2006))
Cette hypothèse explique la rupture à proximité de la surface par une augmentation des
contraintes de compression parallèles à la surface chauffée, qui sont générées par la dilatation
thermique empêchée. Ces contraintes de compression entraînent un écaillage ou un
éclatement par délaminage parallèle à la surface (Bazant and Kaplan 1997). Selon (Ulm et al.
1999) les contraintes de compression sont relâchées par une rupture fragile du béton, la
pression dans les pores ne jouant qu’un rôle secondaire initiateur de l’instabilité. De plus, au
cours du chauffage, les granulats se dilatent, tandis que la pâte de ciment se rétracte, générant
des contraintes thermiques importantes au sein du béton ((Bazant and Kaplan 1997), (Ulm et
al. 1999)).
Le phénomène d’écaillage parait être lié à des mécanismes complexes mettant en jeu des
processus couplés. Msaad (Msaad and Bonnet 2006)) a constaté que l’effet hydraulique et
l’effet mécanique aboutissent à des indicateurs d’endommagement du même ordre de
grandeur.
4.3 Facteurs favorisant l’instabilité thermique
Plusieurs paramètres et phénomènes peuvent influencer l’endommagement du béton
à hautes températures :
1) La nature des granulats : les granulats occupent environ 60 à 80 % du volume
du béton, leurs propriétés thermiques et notamment la conductivité thermique vont
fortement impacter la stabilité thermique du béton. Les travaux de Xing (Xing 2011)
sur le comportement de granulats de nature calcaire, quartzite et silico-calcaire ont
été réalisés à des températures allant de 150°C à 750°C à une vitesse de chauffage de
1°C/min. Xing a observé une forte instabilité des granulats de silex au-delà du
chauffage à 450°C. Le Tableau 1 présente le bilan d’endommagement des trois types
de granulats observés par Xing. L’auteur explique cette instabilité thermique par la
présence d’eau liée et groupements silanol internes (groupements OH qui sont liés
chimiquement aux atomes d’oxyde de silicium SiO2) dans la structure microcristalline
du silex.
49
Tableau 1 Comportement de granulats sous chauffage à 1°C/min (Xing 2011)
Silex (70 %)
(silico-calcaire)
Calcaire (99,5 %) Quartzite (91 %)
(siliceux)
Intacts
Intacts
Intacts
(sauf rougissement
léger et progressif
de la surface du
granulat
Eclatement d’un
quart des silex
noirs testés
Fissuration +
éclatement de la
plupart des silex
Blanchiment du
cœur des silex
Propagation du
blanchiment
jusqu’à la surface
de silex
Fissurations des
granulats,
blanchiment de
leur surface
(décarbonatation
de calcite)
Niry Razafinjato (Niry Razafinjato et al. 2014) a mené une étude sur le comportement
de 21 granulats naturels siliceux et calcaires. Les cycles de chauffage/refroidissement
à la vitesse de 1°C/min à des températures allant de 150°C à 750°C ont été réalisés.
Des éclatements ont été notés systématiquement sur les granulats de silex entre
300 et 500°C et de façon plus aléatoire sur les basaltes. Les granulats calcaires
présentent peu de fissuration jusqu’à 600°C, mais au-delà le phénomène de
réhydratation de la chaux issue de leur décarbonatation, après refroidissement,
conduit à la décohésion du granulat.
2) L‘eau dans le béton est à l’origine de la formation de pressions internes, qui
peuvent générer son instabilité. Les travaux de Harmathy (Harmathy 1964) montrent
que l’éclatement n’apparait pas si le matériau est sec, même en condition de présence
d’un fort gradient thermique. L’Eurocode 2 préconise une valeur seuil de 3 % de teneur
en eau libre pour les bétons de C55/67 à C80/95, afin d’éviter l’éclatement (EUROCODE
2 2004). Toutefois, les instabilités thermiques ont été observées sur les éprouvettes
de bétons à hautes performances avec une teneur en eau libre inférieure à 3 %
(Shuttleworth 1997), (Jansson 2004) (Mindeguia 2009).
Chan et al. (Chan, Peng, and Anson 1999a) ont testé des cubes en béton de 100 mm3
au feu ISO. La résistance à la compression varie de 40 à 120 MPa avec un degré de
saturation du béton de 100 % à 0 %. Un granulat de granite de classe 10/20 mm a été
750 °C
600 °C
450 °C
150 °C
300 °C
50
utilisé. La Figure 25 indique que l’écaillage dépend de la résistance et du taux
d’humidité du béton : plus le taux d’humidité est élevé, plus la probabilité de l’écaillage
est forte.
Meyer-Ottens (rapporté par Jansson (Jansson 2004)) a étudié des bétons avec une
large gamme de teneurs en eau massiques (de 0,5 % à 7%). Il a constaté que, quelles
que soient les sollicitations thermiques appliquées, les éléments en béton de teneur
en eau inférieure à 3,3 % massique n’écaillent pas.
3) La vitesse de chauffage : le risque d’écaillage augmente avec l’augmentation de
vitesse de température. En effet, la vitesse élevée de chauffage provoque un fort
gradient thermique au sein de l’éprouvette, qui résulte en écaillage ou éclatement.
Khoury (Khoury 2000) n'a pas observé d’écaillage pendant le chauffage de cylindres de
60 mm de diamètre et 180 mm de hauteur à haute résistance (60-110 N/mm2) à une
vitesse de chauffage de 20-30°C/min jusqu’à 600°C.
4) Formulation du béton : les propriétés physiques (porosité, perméabilité) et
mécaniques (résistance à la compression) jouent un rôle important sur le
comportement du béton à hautes températures. On remarque que les bétons
caractérisés par un rapport eau/ciment ou liant faible sont plus sensibles à l’écaillage.
Leur structure dense et la faible perméabilité rendent difficile le transfert de fluides
durant le chauffage et génèrent des fortes pressions (liquide et vapeur). Anderberg
(Anderberg 1997) montre qu’un BHP caractérisé par un faible rapport Eau/Liant est
plus sensible à l’écaillage.
5) Taille et forme du corps d’épreuve : une influence d’échelle est notée sur le
comportement de diverses éprouvettes de béton. Kanema (Kanema 2007) a remarqué
que les éprouvettes cylindriques ∅ 16 x 32 cm sont plus sensibles à l’écaillage que les
éprouvettes cylindriques de dimensions ∅ 11 x 22 cm.
0
20
40
60
80
100
120
50 60 70 80 90 100
Fré
qu
en
ce d
'éca
illag
e (
%)
Taux d'humidité (%)
BHP 120
BO 40 ou BHP 60
BHP 70
BHP 110
Figure 25 Relation entre la fréquence d'écaillage et le taux d’humidité suivant la composition du béton, (Chan et al. 1999a)
51
En ce qui concerne la forme de la section, il est préférable d’avoir des surfaces
arrondies, sans angles, d’après Malhotra (Malhotra 1984), Delhomme (Delhomme and
Haniche 2012) et Nguyen (Nguyen 2013). Une forme sphérique des éprouvettes
permet de minimiser le gradient thermique (distribution symétrique des
températures).
6) Chargement mécanique : Kim et al. (Kim, Lee, and Kim 2013) ont testé des
bétons de 28 à 52 MPa au feu ISO de 1 h. Les éprouvettes Ø 100 x 200 mm ont été
préchargées de 0, 20 et 40 % de la valeur de résistance à 28 jours. Les résultats ont
montré que plus la charge est élevée plus les endommagements sont sévères.
4.4 Essais d’écaillage sur éléments de structure
Les essais sur les grands corps d’épreuve permettent de présenter quantitativement
l’influence de divers paramètres sur le comportement des bétons à l’écaillage.
Chan (Chan et al. 1999a) a étudié le comportement au feu de dallettes de dimensions 210 cm
x 80 cm x 10 cm de béton contenant de la fumée de silice. Deux dallettes renforcées de BHP
60 et BHP 110 ont été conservées pendant les premiers 28 jours dans l’eau et après à l’air libre
permettant à l'humidité de s'échapper librement. Les corps d’épreuve ont été exposés au feu
ISO 834 sous le chargement de 2,1 kN/m (Figure 26 (a)). Après refroidissement, les deux
dallettes ont montré une typologie d’écaillage similaire (Figure 26 (b)), en sachant que
l’éprouvette BHP 60 s’est fissurée plus tôt. L’auteur a lié le phénomène d’écaillage, à la teneur
en eau et à la résistance à la compression du béton. Il a été constaté que l’état hydrique et la
résistance à la compression ont une influence prédominante sur la fréquence de l’écaillage.
D’autant plus que les vapeurs d’eau observées pendant le chauffage confirment l’hypothèse
de la destruction du matériau sous l’effet de la pression hydrique.
Shuttleworth (Shuttleworth 2001) a effectué des tests sur des dallettes contenant 1 et 2 kg/m3
de fibres de polypropylène monofilament et des bétons de référence sans fibres. Ces
éprouvettes ont subi le feu HCM (800°C en trois minutes avec la température maximale de
1100°C). La Figure 27 présente une éprouvette sans fibres (à gauche) et avec des fibres de
Figure 26 Schémas de la dallette, exposée au feu ISO (a), et de fissuration de la dallette après le feu ISO (b), (Chan et al. 1999a)
52
polypropylène à droite après refroidissement. Seul le béton de référence a subi un sévère
écaillage. Les bétons fibrés sont restés intacts.
Jansson (Jansson and Boström 2008) a testé 21
compositions de bétons au feu RWS. Les dalles
étudiées étaient de dimensions 120 cm x 170 cm
x 30 cm. Le rapport E/C variait entre 0,4 et 0,45
et la teneur en eau entre 4,5 % et 6,2 %.
L’écaillage a eu lieu entre 4 et 12 minutes.
L’addition de fibres de polypropylène (de 1
kg/m3 ou de 1,5 kg/m3) a permis d’éviter
l’écaillage des éléments à grande échelle (Figure
28).
5 Influence des fibres de polypropylène sur la stabilité
thermique et l’évolution de la pression au cours du
chauffage
5.1 Fibres de polypropylène et stabilité thermique du béton
L’un des moyens efficaces pour limiter le risque d’écaillage est l’ajout des fibres de
polypropylène dans la composition du béton. Cette technique a fait l’objet de plusieurs études
((Sarvaranta, Jarvela, and Mikkola 1992), (Sarvaranta and Mikkola 1994), (Nishida et al. 1995),
(Lennon and Clayton 1999), (Hager 2004), (Noumowé 2005), (Pliya, Beaucour, and Noumowé.
2011), etc.) et est recommandé par l’Eurocode suivant la classe du béton. En quoi ces fibres
contribuent-elles à l’amélioration de la stabilité thermique du béton ? Les analyses ATD et ATG
réalisées par Kalifa et al. (Kalifa et al. 2001) des fibres de polypropylène montrent les
Figure 27 Dallettes avec et sans fibres de polypropylène après le traitement thermique HCM, (Shuttleworth
2001)
Figure 28 Clichés des faces exposées des dalles de béton non fibré (a) et avec 1 kg/m3 de fibres de polypropylène (b), (Jansson and Boström 2008)
(a) (b)
53
transformations (ou changement de phase) du matériau lors de la montée en température
(Figure 29).
Les auteurs observent trois
pics, dont le premier est
autour de la température de
171°C, le deuxième à 341°C
et le troisième à 457 °C pour
les fibres utilisées. Ils
attribuent ces pics
respectivement aux phases
de la fusion, la vaporisation
et de la carbonatation. En
fondant, les fibres sont
partiellement ou
complètement absorbées
par le réseau poreux de la
matrice cimentaire et
génèrent ainsi un canal
favorisant un transfert hydrique.
Le béton contenant les fibres de polypropylène présente une densité de fissuration plus
importante que le béton de référence. Il est notable que les fibres se dilatent d’environ 10 %
en fondant (BHP 2000), créant ainsi des fissurations supplémentaires. La Figure 30 présente
une observation de microstructure de bétons chauffés à 400°C contenant des fibres de
polypropylène (a) et sans fibres (b).
Les zones claires correspondent aux
fissures remplies de résine
fluorescente. Le béton fibré a subi une
fissuration fine en présentant un
faïençage plus dense, que le béton
non fibré. Cette fissuration contribue
à l’augmentation de la perméabilité et
de la porosité du béton et, par
conséquent, à la baisse de la pression
(BHP 2000).
Par ailleurs, le seuil de percolation
nécessaire pour optimiser l’efficacité des fibres de polypropylène a été établi à une fraction
volumique de 0,32 % par une simulation numérique (Garboczi et al. 1995). Cependant les
essais de Kalifa (Kalifa et al. 2001) montrent qu’un seuil moins élevé de 0,11 % est suffisant
afin d’assurer la réduction des pressions dans le béton et éviter l’écaillage. Nous notons une
Figure 30 Observation en épifluorescence du béton fibré (a) et du béton non fibré (b) après le chauffage de 400°C, (Kalifa et al. 2001)
Figure 29 Analyse thermique différentielle (ATD) et thermogravimétrique (ATG et DTG) du polypropylène. Les points notables sont la fusion (171°C), l'évaporation
(341°C) et la carbonatation (457°C) du polypropylène, (Kalifa et al. 2001)
54
valeur élevée de la simulation qui pourrait être liée à la faible connaissance de la présence de
microfissurations à l’interface pâte-granulats qui contribue à la connectivité du réseau poreux
(Bentz 2000) .
Les travaux de Phan (Phan 2007)
sur la mesure de pression de
vapeur dans les pores à 5°C/min
jusqu’à 600°C montrent une baisse
de pression dans les bétons
étudiés (Figure 31). La pression
obtenue lors de l’écaillage des
blocks en béton de dimensions 100
x 200 x 200 sans fibres (fc = 75
MPa) est de l’ordre de 2,2 MPa,
tandis qu’avec l’ajout de 1,5 et 3
kg/m3 de fibres de polypropylène,
la pression mesurée est
respectivement de 1 et 0,5 MPa. La
proportion des fibres de
polypropylène pour l’écaillage
varie suivant la composition.
Cependant les résultats de l’ajout de fibres de polypropylène sont divers. Peng et al. (Peng et
al. 2006) ont observé des instabilités thermiques avec des bétons à hautes performances (fc =
94 MPa), contenant 1 kg/m3 de fibres de polypropylène. Pour un chauffage à une température
inférieure à 400°C, 2 éprouvettes sur 16 ont éclaté. La vitesse de chauffage des éprouvettes
était de 10°C/mn avec une conservation des éprouvettes dans l’eau jusqu’au vingt-huitième
jour puis dans une enceinte climatique à une température de 20°C et une humidité relative
de 50 %.
Mindeguia (Mindeguia 2009) a remarqué que la présence des fibres de polypropylène (2
kg/m3) permet de diviser par plus de trois les pressions de vapeur dans les éprouvettes
prismatiques (L 300 mm x l 300 mm x h 120 mm) de bétons de 40 MPa (E/C = 0,54) avec les
granulats calcaires. Les bétons ont été exposés à un chauffage modéré de 60°C/min jusqu’à
600°C.
Haniche (Haniche 2011) a constaté que l’addition de fibres de polypropylène (2 kg/m3) a un
effet très significatif dans la prévention de l’éclatement explosif des bétons d’une résistance
à la compression à 28 jours comprise entre 72 et 90 MPa. Les éprouvettes sphériques de 18
cm de diamètre et les éprouvettes cylindriques de 18 cm de diamètre et 36 cm de hauteur ont
été exposées à des cycles de chauffage-refroidissement de 5°C/min jusqu’à 450°C. La
composition de béton sans fibres a écaillé à 100 %, tandis qu’en ajoutant 2 kg/m3 de fibres de
polypropylène, aucune formulation de béton n’a éclaté.
Figure 31 Pressions de vapeur en fonction de la quantité de fibres PP pour les BHP (Rc = 75MPa), (Phan 2007)
55
5.2 Pression de vapeur d’eau au cours du chauffage
Le processus de transfert hydrique qui se produit dans le béton exposé au feu peut générer
des pressions de vapeur et d’eau liquide.
Les résultats expérimentaux de (Kalifa et al. 2001), (Mindeguia 2009) et (Bangi and Horiguchi
2012) montrent que généralement la pression de vapeur dans les bétons à hautes
performances est plus élevée que celle dans les bétons ordinaires. Dans les essais
expérimentaux de Kalifa (Kalifa et al. 2001) sur des éprouvettes 300 mm x 300 mm x 120 mm
d’un béton à 111,6 MPa, exposées à une température constante de 600°C pendant 6 heures,
les pics de pression sont bien visibles (4 MPa) (Figure 32).
Mindeguia (Mindeguia 2009) a testé des dallettes en béton de dimensions L 700 mm x l 600
mm x h 150 mm à la température de 10°C/min jusqu’à 600°C. Les résultats montrent une
pression maximale de 1,69 MPa des BHP (76 MPa) à 10 cm de la surface chauffée et de 0,5
MPa pour les BO (40 MPa) (Figure 33). Bangi (Bangi and Horiguchi 2012) ont mesuré 5 MPa de
pression maximale pour les BHP de 90 MPa et 2,1 MPa pour les BO de 33 MPa (Ø 175 mm x
100 mm) chauffés à 10°C/min jusqu’à 600°C. Plus la perméabilité est faible, plus vite le
bouchon hydraulique se forme (et plus il est proche de la surface chauffée) et plus la pression
dans les pores devient importante. Les travaux de Miah et al. (Miah et al. 2015) présentent
Figure 32 Evolution de pression de vapeur en fonction de température à différentes profondeurs (Kalifa et al. 2001)
1
2
3
4
56
des résultats de pression des trois différents chauffages (de 10°C/min, de 120°C/min jusqu’à
600°C et de 160 °C/min jusqu’à 800°C) des éprouvettes de dimensions 300 mm x 300 mm 120
mm. Les pressions maximales des BO (43 MPa) à 20 mm de la surface chauffée sont inférieures
de 1 MPa pour les trois chauffages (Figure 33). L’auteur explique cette faible pression par une
perméabilité importante de ces bétons.
Le développement de la pression de vapeur est gouverné par la sollicitation thermique. Un
chauffage rapide génère des pressions plus fortes dans des zones plus profondes par rapport
à un chauffage lent. Les bétons plus poreux (cas des BO) facilitent le départ de vapeur d’eau
et conduisent à des pressions internes plus basses. D’après plusieurs études, le gradient de
pression de vapeur dans le BHP est supérieur à celui dans le BO. Les plus forts gradients sont
situés à des distances proches de la surface chauffée. Meyer-Ottens (Meyer-Ottens 1972) a
montré que le chauffage des cylindres entiers de 150 mm résulte en écaillage tandis que, lors
du chauffage unidirectionnel, ces éprouvettes restent intactes.
6 Prise en compte règlementaire des risques d’écaillage
des bétons
6.1 Guide du comportement au feu des tunnels routiers
Le Centre d’Etudes des Tunnels (CETU) a mis en place un guide du comportement au feu des
tunnels routiers (CETU 2005). Il a pour but d’aider les maîtres d’ouvrage et les maîtres d’œuvre
à comprendre les enjeux du comportement au feu et de leur proposer des méthodes pour
faire face à ces enjeux. Ce guide est conçu pour assurer la sécurité dans les tunnels et
compléter les différents contrôles à effectuer en intégrant le fait que les charges thermiques
Figure 33 Evolution de la pression en fonction de température à 20 mm de la surface chauffée d'un béton de 43 MPa, (Miah et al. 2015)
57
d'un tunnel en cas d'incendie peuvent être beaucoup plus graves que ceux causés par le feu
dans un bâtiment. Le complément au guide « Comportement au feu des tunnels routiers »
définit principalement la formulation des bétons de tunnels neufs et existants.
Pour justifier la résistance au feu, il est nécessaire d’effectuer des essais ou de réaliser les
calculs ou de combiner les deux méthodes. Toutefois, dans l’état actuel des modélisations
numériques, le calcul ne peut être utilisé seul pour justifier une structure en béton lorsqu’il y
a le risque d’éclatement de celui-ci.
D’après le guide CETU, les vérifications à l’écaillage dépendent de la classe du béton utilisé et
du type de sollicitation thermique. Celle-ci est choisie en fonction de la configuration du tunnel
et du risque qui pourrait engendrer un effondrement de la structure. Le Tableau 2 résume les
éléments de vérification d’écaillage pour deux types de sollicitation thermique : ISO 834 et
HCM.
6.2 Les courbes de feu température/temps normalisées
La chaleur dégagée lors d’incendies varie énormément selon les circonstances
d’embrasement, notamment selon le type de véhicules impliqués, le chargement, et les
conditions d’alimentation en air frais. Cette forte variabilité des paramètres d’entrée aboutit
à une incertitude sur le calcul des puissances thermiques calculées et à terme sur le champ de
température obtenu. Afin de s’affranchir de cette incertitude et de simplifier la tâche des
concepteurs, les règlementations ont préféré imposer des courbes de température-temps
censées représenter l’évolution spécifique de la température dans les flammes ou à proximité
immédiate des flammes durant un incendie.
Quelques courbes règlementaires sont présentées sur la Figure 34. Les tests incendie standard
auxquels sont soumis les éléments de construction sont présentés par la courbe théorique ISO
834. Cette courbe est basée sur le taux de combustion des matériaux et les éléments de
construction générale. La courbe Hydrocarbure est applicable dans le cas de petits incendies
liés aux produits pétroliers, tels que les incendies de réservoirs de voiture, camions citernes
transportant du fuel, de l’essence ou certains produits chimiques. La courbe RWS a été mise
au point par le Ministère des Travaux Publics aux Pays-Bas. Cette courbe est basée sur le
principe selon lequel, dans un scénario extrême, un incendie de camion-citerne contenant du
Tableau 2 Dispositions CETU vis-à-vis des bétons de tunnel, (CETU 2005) Type de sollicitation
Résistance à la compression CN HCM Type de béton
58
fuel ou de l’essence peut atteindre une charge calorifique de 300 MW pendant une durée
allant jusqu’à 120 minutes. La différence entre les courbes RWS et Hydrocarbure est que la
courbe Hydrocarbure présente des incendies dans des espaces relativement ouverts,
permettant une certaine dissipation de la chaleur, tandis que la courbe RWS concerne des
températures obtenues en milieu fermé (tunnels). Aux Pays-Bas, la courbe RWS est utilisée
pour des durées allant jusqu’à 120 minutes. Après ce délai, il est considéré que la charge
calorifique a suffisamment diminué pour que les pompiers puissent avoir accès au foyer de
l’incendie. Cependant, en Suisse et en Autriche, où les tunnels de montagne sont longs et ont
des accès plus éloignés, la courbe RWS est appliquée en allongeant la durée à 180 minutes. La
courbe RABT-ZTV, présentant une augmentation de température très rapide allant jusqu’à
1200°C en 5 minutes, est utilisée en Allemagne. Cette courbe est adaptée aux tests de
combustion d’un camion avec une durée de refroidissement de 110 minutes. La courbe HCM
est utilisée lors des essais avec une grande quantité de matières combustibles et liquides,
comme les marchandises dangereuses. La température maximale de cette courbe est de
1300°C et est atteinte en 20 minutes.
6.3 Eurocode 2
La partie 1-2 de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), complétée par l’annexe nationale Française
(AFNOR 2004) définit les dispositifs vis-à-vis de l’instabilité thermique du béton à l’échelle du
matériau et de la structure.
L’Eurocode 2 précise que l’éclatement est improbable pour les bétons de classe C 55/67 à C
80/95, si le seuil de teneur maximale en fumée de silice est inférieure à 6 % (Partie« 6.2
Figure 34 Courbes normatives de température en fonction du temps (PROMAT 2005)
59
Eclatement ») et la teneur en eau massique est inférieure à 3 % (Partie« 4.5
Eclatement explosif»).
Pour les classes de béton 80/95 < C ≤ 90/115, plusieurs méthodes sont proposées, afin
d’éviter l’écaillage du béton:
Méthode A : un grillage d’armatures avec des dimensions précises.
Méthode B : un type de béton spécifique qui résiste à l’éclatement.
Méthode C : un revêtement de protection spécifique.
Méthode D : un béton qui contient 2 kg/m3 de fibres de polypropylène
monofilaments.
7 Synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et
des fibres métalliques sur le comportement du béton
soumis à une température élevée
Afin de pouvoir détailler les différentes conditions opératoires et matériaux de chaque étude
de la bibliographie, nous présentons le résumé des différents travaux de recherche sur le
comportement des bétons de fibres de polypropylène et/ou métalliques aux températures
élevées en annexes (Annexe 1, Annexe 2 et Annexe 3). Ces résultats ont servi de base de
réflexion pour le choix des dosages et des dimensions de fibres de polypropylène et
métalliques pour notre étude.
De manière générale, les fibres de polypropylène permettent de baisser la pression de vapeur
dans le béton lors de la sollicitation thermique. Le transport de flux hydrique, contenu dans le
béton, est effectué moyennant la création de canaux après la fusion (160°C-170°C) et
l’évaporation (360°C-370°C) des fibres de polypropylène. D’après plusieurs auteurs ((Chen and
Liu 2004), (Poon, Shui, and Lam 2004), (Lau and Anson 2006)), les fibres métalliques
permettent d’améliorer la résistance mécanique résiduelle des bétons.
En ce qui concerne les fibres de polypropylène, plusieurs travaux scientifiques ((Bilodeau et
al. 2004), (Aydin et al. 2008), (Mindeguia 2009), (Behnood and Ghandehari 2009), (Pliya 2010),
(Bangi and Horiguchi 2011), (Ozawa et al. 2011), (Haniche 2011), (Delhomme and Haniche
2012), etc.) se basent sur les longueurs 6 mm et 12 mm et les diamètres 18 et 32 µm (Annexe
1).
Le rapport l/d est important lors du choix de la fibre métallique. Son augmentation diminue la
facilité de mise en œuvre du béton. D’après Rossi (Rossi 2008), les rapports l/d les plus souvent
utilisés dans le béton varient entre 50 et 100. La norme EN 14487-1 (AFNOR 2006) présente
une formule de chevauchement minimal entre les fibres métalliques :
60
𝑆 = √𝜋 × 𝑑𝑓
2×𝑙𝑓
4𝜌𝑓
3
Avec lf, la longueur de la fibre, df – le diamètre équivalent de la fibre et 𝜌f – le pourcentage de
fibres.
S doit être inférieur à 0,45 lf pour garantir un chevauchement minimal.
Selon l’Annexe nationale de l’Eurocode 2 (AFNOR 2004) « les fibres de polypropylène utilisées
devront avoir un diamètre inférieur ou égal à 50 μm et leur longueur par rapport à la
dimension du plus gros granulat devra être comprise entre dg et 4 x dg avec dg désignant la
dimension nominale du plus gros granulat ».
Les dosages de 0,5 à 4,5 kg/m3 de fibres de polypropylène sont souvent utilisés ((Yin et al.
2000), (Kalifa et al. 2001), (Hager 2004), (Noumowé 2005), (Xiao and Falkner 2006), etc.). De
plus, l’Eurocode 2 (AFNOR 2004) préconise d’utiliser au moins 2 kg/m3 de fibres de
polypropylène, afin d’éviter l’écaillage du béton. Il serait intéressant de comparer les résultats
sur la stabilité thermique des bétons de fibres de polypropylène aux faibles dosages avec ceux
de l’Eurocode 2.
D’après plusieurs auteurs ( (Chen and Liu 2004), (Pliya 2010)) les caractéristiques mécaniques
des bétons sont améliorées à partir de 40 - 48 kg/m3 de fibres métalliques en proportion
volumique. En outre, plus la proportion volumique augmente, meilleurs sont les résultats
observés jusqu’à 1 % (78 kg/m3) ((Poon et al. 2004), (Lau and Anson 2006), (Peng et al. 2006),
(Yazıcı, İnan, and Tabak 2007), (Aydin et al. 2008)) (Annexe 2).
Les résultats des travaux issus de la littérature montrent d’une manière générale une
amélioration de la stabilité thermique et des résistances mécaniques du béton de cocktail de
fibres métalliques et de polypropylène (Annexe 3). Cependant le nombre de dosages testés
demeure faible pour distinguer une convergence dans les résultats.
8 Conclusion
Le béton subit des changements physico-chimiques significatifs sous les températures
élevées. Sous l’effet de ces changements, les propriétés de bétons se dégradent, en
introduisant des problématiques supplémentaires comme l’écaillage. Le béton à hautes
performances est plus sensible à l’écaillage que le béton ordinaire. Ceci s’explique par une
faible porosité et une faible perméabilité de la matrice cimentaire. Trois hypothèses sont
avancées afin d’expliquer l’instabilité thermique du béton. La première hypothèse se base sur
le principe d'instabilité thermique générée par les fortes pressions de vapeur au sein du
matériau. La deuxième hypothèse est liée à une dilatation thermique empêchée et la
troisième combine la formation de pression et la dilatation thermique empêchée. Il est
61
également important de prendre en compte, les paramètres comme la vitesse de chauffage,
la teneur en eau, la nature des granulats lors de la montée en température.
Diverses solutions techniques sont étudiées afin d’améliorer la stabilité thermique des bétons.
Les fibres de polypropylène permettent de réduire le risque d’instabilité thermique. Leur
fusion entre 160°C et 170°C et ensuite leur vaporisation autour de 340°C offre une porosité
supplémentaire qui facilite le transport de flux au sein du matériau. Plusieurs auteurs
indiquent un effet favorable des fibres de polypropylène vis-à-vis de l’instabilité thermique du
béton. Toutefois, certains essais au feu ont démontré des baisses de résistances mécaniques
suite à l’incorporation des fibres de polypropylène. Afin de remédier à ce problème et limiter
la propagation des fissurations à hautes températures, des fibres métalliques sont incorporées
dans les compositions des bétons. L’analyse des propriétés mécaniques de bétons de fibres
métalliques conduit à une conclusion satisfaisante par rapport aux bétons fibrés de
polypropylène.
A partir des dosages en fibres de polypropylène et métalliques déterminés séparément,
plusieurs cocktails de fibres ont été testés. Les auteurs remarquent une amélioration
conjuguée de la stabilité thermique et de la résistance mécanique. Le comportement des
bétons vis-à-vis de l’écaillage dépend principalement des proportions relatives des deux
natures de fibres.
Compte tenu de la profusion des paramètres expérimentaux, la littérature ne contient qu’un
nombre restreint de résultats difficilement comparables entre eux. Il est difficile d’isoler
l’impact de chaque paramètre sur la stabilité thermique et les performances mécaniques des
bétons.
Nous avons essayé de regrouper les données primordiales de la littérature, afin de faciliter
l’analyse ultérieure de nos résultats.
62
Chapitre 2 - Méthodologie expérimentale
63
1 Caractéristiques des matériaux et composition des
bétons
En nous basant sur les résultats présentés dans l’étude bibliographique, nous avons décidé de
choisir dix formulations de bétons en faisant varier la nature du granulat et la quantité de
fibres de polypropylène et/ou fibres métalliques. Ces formulations sont testées à un chauffage
ISO 834 pour différents états d’humidité. Cette première phase permet de sélectionner les
formulations présentant des stabilités thermiques très différentes sur lesquelles sera menée
une étude de caractérisation de différentes propriétés en fonction de la température. Enfin,
des dallettes constituées de ces dernières formulations subiront un chauffage unidirectionnel
à 10°C/min jusqu’à 600°C.
Le présent chapitre détaille les caractéristiques des matériaux utilisés, les formulations de
bétons et les propriétés du béton durci.
1.1 Caractéristiques des matériaux
Ciment
Le type de ciment utilisé pour les bétons est le CEM I 52.5 N CE CP2 NF de Villiers au Bouin. Le
Tableau 3 présente les caractéristiques physiques et mécaniques du ciment CEM I utilisé dans
le cadre de cette étude.
Tableau 3 Caractéristiques du ciment CEM I de Villiers au Bouin
Compression en MPa Retrait en
µm/m à 28
jrs
Stabilité en
mm
Début de
prise,
mm
Chaleur
en J/g à
41 h
Masse
volumiqu
e en g/cm3 1jr 2jrs 7jrs 28jrs
18,1 31,7 48,5 61,3 580 1,0 165 351 3,13
Eau
L’eau utilisée est celle du réseau de distribution en eau potable de la communauté
d’agglomération de Cergy-Pontoise. La masse volumique utilisée dans les formulations est
de 1000 kg/m3.
Granulats
Deux types de granulat sont utilisés : les granulats calcaires de Tournaisis (Figure 35 a)
(désignés par C) et les granulats silico-calcaires (Figure 36 a) (désignés par X) de classe 4/10.
Le choix de ces granulats est fait par rapport aux résultats des travaux menés par Xing (Xing
2011) et Niry Razafinjato (Niry Razafinjato et al. 2014) sur leur comportement à des
64
températures élevées. Ces travaux ont montré une bonne stabilité thermique des granulats
calcaires jusqu’à la température de 600°C et des éclatements des silex à partir de 350°C.
Toutes les compositions ont été réalisées avec des granulats calcaires (C), excepté les
compositions Créf(X) et CPPS 1,5-30 (X), qui ont été faites avec les granulats silico-calcaires de
Seine.
Les granulats silex sont roulés et sont constitués de 70 à 75 % de silex, 20 à 25 % de calcaire
et 5% de feldspath. Les granulats silico-calcaires sont semi-concassés. Les sables sont de classe
0/4. Le sable calcaire de Tournaisis contient 50 % de calcaire et 50 % d’alluvionnaire. Les
différentes caractéristiques physiques des granulats sont rapportées dans le Tableau 4.
Tableau 4 Propriétés physiques des granulats
Granulats Sable calcaire
de Tournaisis
Sable silico-
calcaire de Seine
Gravier calcaire
de Tournaisis
Gravier silico-
calcaire de Seine
Coefficient
d’absorption
0,67 0,96 0,46 2,00
Module de finesse 2,19 2,74 - -
Masse volumique
réelle (g/cm3)
2,67 2,46 2,67 2,42
Figure 35 Gravier (a) et sable calcaire (b) de Tournaisis
(a) (b)
1 cm
(a) (b)
1 cm
Figure 36 Gravier (a) et sable (b) de Seine
65
Analyse granulométrique
Les analyses granulométriques des graviers et des sables sont indispensables dans la
formulation de béton. Elles permettent d’obtenir la meilleure compacité durant la fabrication
des bétons. Les courbes granulométriques des différents granulats ont été déterminées sur
des échantillons représentatifs des graviers et de sable selon la norme XP P 18-545 (AFNOR
2011b). La Figure 37 présente les courbes granulométriques des granulats calcaires de
Tournaisis et la Figure 38 celle des granulats silico-calcaires.
La courbe granulométrique est obtenue en utilisant la méthode de Dreux Gorisse (Dreux and
Festa 2002). La composition du squelette granulaire qui en résulte comprend 59 % de graviers
et 41 % de sable pour les granulats calcaires et 58 % de graviers et 42 % de sable pour les
granulats silico-calcaires. Les essais d’ouvrabilité ont été réalisés sur les bétons ainsi formulés.
Compte tenu de la forte proportion des fibres métalliques (60 kg/m3) pour certaines
formulations, la composition du squelette granulaire a été modifiée pour atteindre
l’ouvrabilité visée. Un rapport S/G = 1 a été adopté pour toutes les formulations.
Sur la Figure 37 et la Figure 38, les courbes de composition granulaire calculée et réelle sont
présentées. Dans les deux cas, les courbes calculées sont proches des courbes réelles. En
choisissant la courbe granulaire de référence 50 % / 50 %, nous rajoutons plus de fines dans
le mélange : 9 % pour les bétons de granulats calcaires du Tournaisis et 12 % pour les bétons
de granulat silico-calcaire de Seine. Ainsi la compacité du béton augmente.
Figure 37 Analyse granulométrique des granulats calcaires de Tournaisis et courbes granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and Festa 2002)
66
Superplastifiant
Le superplastifiant a été utilisé de façon à ajuster la consistance du béton frais à la classe
d’ouvrabilité souhaitée. L’adjuvant utilisé pour la confection de ces bétons est ©Cimfluid 3002
(AXIM Italcementi group) à base de polycarboxylate modifié. Sa masse volumique est de 1170
kg/m3 ± 0,020 avec un extrait sec de 30,0% ± 1,5%.
Fibres de polypropylène
En nous basant sur l’étude bibliographique de l’influence de la géométrie des fibres de
polypropylène sur le comportement du béton, nous avons utilisé des fibres cylindriques
monofilament fins de longueurs 6 et 12 mm. Le diamètre des fibres est de 32 µm. Le choix des
deux longueurs est fait afin d’analyser l’effet de la longueur des fibres sur la stabilité
thermique. Les caractéristiques des fibres sont présentées dans le Tableau 5.
Figure 38 Analyse granulométrique des granulats silico-calcaire de Seine et courbes granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and Festa 2002)
67
Tableau 5 Caractéristiques des fibres de polypropylène
Caractéristiques Fibres de 12mmx32µm Fibres de 6mmx32µm
Fournisseurs BEKAERT (Duomix M12) Krampharex (PM 6/32)
Masse volumique (kg/m3) 905 910
Module d’élasticité (MPa) 3500– 3900 3500– 3900
Résistance à la traction
(MPa)
250 ± 15% 300 ± 15%
Température de fusion (°C) (déterminée par la méthode DSC
(differential scanning
calorimetry) au sein du
laboratoire L2MGC)
135-140 155-160
Température de
vaporisation (°C) (déterminée
par la méthode DSC (differential
scanning calorimetry) au sein du
laboratoire L2MGC)
420-440 380-400
Selon l’Annexe nationale de l’Eurocode 2 (AFNOR 2004), « les fibres de polypropylène utilisées
devront avoir un diamètre inférieur ou égal à 50 µm et leur longueur par rapport à la
dimension du plus gros granulat devra être comprise entre dg et 4 x dg avec dg désignant la
dimension nominale du plus gros granulat »
Dans notre cas, pour les fibres de polypropylène de 12 mm, l’on constate que
Figure 39 Fibres de polypropylène 12 mm (a), et 6 mm (b)
68
10 mm < 12 mm < 40 mm
Les fibres de 12 mm rentrent dans les prescriptions indiquées par l’Annexe nationale de
l’Eurocode 2, mais les fibres de 6 mm ne permettraient pas selon l’Annexe nationale, d’éviter
l’écaillage des bétons du fait de leur plus faible longueur. Une plus faible longueur de fibres
améliorerait l’ouvrabilité des bétons comprenant une combinaison de fibres de polypropylène
et de fibres métalliques à un fort dosage.
Fibres métalliques
Les fibres métalliques de 30 mm de longueur et de 0,38 mm de diamètre sont utilisées (Figure
40). Elles se présentent sous forme de plaques de fibres qui se détachent facilement pendant
le malaxage du béton. Ces fibres sont en crochet.
Les caractéristiques des fibres métalliques sont présentées dans le Tableau 6.
L’augmentation du volume de fibres relève le problème de mise en œuvre du béton, ce qui
est bien représenté par les auteurs. Les rapports l/d les plus souvent utilisés dans le béton
varient entre 50 et 100, ainsi que les volumes sont comprises entre 0,5 et 2,5 % d’après Rossi
(Rossi 2008). Généralement, l’augmentation du dosage des fibres métalliques permet
d’augmenter la résistance à la compression et à la flexion de bétons.
La norme EN 14487-1 (AFNOR 2006) indique une formule pour une valeur de chevauchement
minimal entre les fibres métalliques : 𝑆 = √𝜋 × 𝑑𝑓
2×𝑙𝑓
4𝜌𝑓
3
Avec lf - la longueur de la fibre,
df – le diamètre équivalent de la fibre,
Figure 40 Fibres métalliques RC - 80/30 - CP
69
𝜌f – le pourcentage de fibres.
S doit être inférieur à 0,45 lf pour garantir un chevauchement minimal.
Le calcul de chevauchement minimal (S) entre les fibres métalliques d’après cette formule
indique 7,5 mm qui est inférieur à 13,5 mm (0,45 x 30 mm). Cela est donc satisfaisant.
Tableau 6 Caractéristiques des fibres métalliques RC – 80/30 - CP
Caractéristiques Fibres métalliques 30mmx0.38mm
Marque (nomination) Dramix (RC-80/30-CP)
R – ronde
C – en crochets
80/30 est le rapport longueur/diamètre
C – galvanisée
P – haute teneur en carbone
Masse volumique (kg/m3) 7850
Module d’élasticité (MPa) 210000
Résistance à la traction (MPa) 3070 ± 7,5%
1.2 Composition des bétons
Différentes compositions de béton de rapport eau/ciment constant (E/C=0,38) sont
formulées. Au total quatre familles de béton ont été formulées :
Les bétons sans fibres (Créf)
Les bétons de fibres de polypropylène (CPP)
Les bétons de fibres métalliques (CS)
Les bétons de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CPPS)
Afin de mettre en évidence l’influence des fibres sur le comportement du béton, il a été choisi
de garder le même volume de pâte, et les mêmes rapports E/C pour toutes les compositions.
De même, afin de minimiser les différences de porosité liées à la mise en place, une
consistance du béton frais la plus proche possible entre les différentes formulations est
recherchée. Les formulations sans fibres sont obtenues grâce à la méthode de Dreux-Gorisse
(Dreux and Festa 2002) en visant une résistance moyenne à la compression à 28 jours de 60
MPa. Rappelons que l’Eurocode 2, partie 1-2 (EUROCODE 2 2004) indique concernant
70
l’éclatement du béton qu’il est possible d’éviter l’éclatement pour les bétons C55/67 à C80/95
si la teneur en fumée de silice est inférieure à 6 % de ciment et si la teneur en eau est inférieure
à 3 %. Le dosage en superplastifiant est ajusté en réalisant des essais préliminaires permettant
d’avoir la maniabilité souhaitée. Ces essais ont montré qu’il n’est pas possible d’avoir la même
classe pour les bétons non fibrés et les bétons fibrés vu la forte viscosité des bétons fibrés. La
classe de consistance des bétons non fibrés est S4 (160 - 210 mm) et celle des bétons fibrés
est S3 (100-150 mm).
Les bétons Créf(C) et Créf(X) sont des bétons contenant des granulats calcaires (C) et silico-
calcaires (X) respectivement.
En ce qui concerne les dosages en fibres de polypropylène, la partie 6.2 de l’Annexe Nationale
de l’Eurocode (AFNOR 2004) précise qu’il faut ajouter plus de 2 kg/m3 de fibres de
polypropylène en monofilaments dans le mélange du béton pour les classes de béton 80/95 <
C ≤ 90/115. Dans notre cas, les dosages en fibres de polypropylène sont plus faibles. Il serait
intéressant d’élargir le domaine d’investigation par rapport à ce qui est actuellement pratiqué.
Les dosages en fibres de polypropylène dans cette étude sont de 0,75 et 1,5 kg/m3. La
désignation de ces bétons est la suivante : CPP 0,75, CPP 1,5 (12mm) et CPP 1,5 (6mm) avec
deux longueurs différentes de fibres : 12mm et 6mm.
Les bétons de fibres métalliques comportent un dosage en fibres métalliques de 60 kg/m3. Les
éprouvettes sont référencées par : CS 60. Ce dosage a été choisi en se basant sur l’étude
bibliographique et plus particulièrement sur la thèse de Pliya (Pliya 2010). En effet, dans cette
thèse, les dosages de 30 et 40 kg/m3 de fibres métalliques ont été testés. Nous avons décidé
de tester un dosage plus élevé, afin de voir l’amélioration ou la dégradation des propriétés de
ces bétons à hautes températures.
Les bétons de cocktail de fibres de polypropylène et de fibres métalliques sont réalisés avec
des dosages de 0,75 et 1,5 kg/m3 pour les fibres de polypropylène et 30 et 60 kg/m3 pour les
fibres métalliques. La désignation de ces bétons est la suivante : CPPS 0,75-30, CPPS 1,5-30,
CPPS 0,75-60, CPPS 1,5-30(X). Les chiffres donnent respectivement les dosages en fibres de
polypropylène et fibres métalliques. La formulation CPPS 1,5-30 a été testée pour les deux
types de granulats afin de comparer l’action des fibres sur un béton comprenant un granulat
réputé « stable » (C) et sur un béton comprenant un granulat « instable » (X) dans la plage de
température étudiée.
Toutes les compositions de béton sont données dans le Tableau 7.
71
Tableau 7 Compositions des bétons par m3 et caractéristiques des bétons à l’état frais
Bétons Composition [kg/m3]
Cim
ent
Gra
vier
s 4
-10
Sab
le 0
-4
Eau
eff
icac
e
Sup
erp
last
ifia
nt
(ext
rait
sec
)
Fib
res
de
po
lyp
rop
ylèn
e
Fib
res
mét
alliq
ues
A
ffai
ssem
ent
[cm
]
Air
occ
lus
[%]
Mas
se v
olu
miq
ue
[kg/
m3 ]
Créf (C) 475 884 885 181 1 - - 17,0 2,8 2350
Créf (X) 475 804 816 181 0,86 - - 18,0 2,8 2301
CPP 0,75 475 883 885 181 1,14 0,75 - 15,0 2,7 2371
CPP 1,5 (12 mm) 475 883 885 181 1,14 1,5 - 15,0 2,9 2364
CPP 1,5 (6 mm) 475 883 885 181 1,14 1,5 - 15,0 1,9 2330
CS 60 475 866 867 181 2,85 - 60 12,5 2,2 2445
CPPS 0,75-30 475 873 874 181 2,42 0,75 30 13,5 1,3 2397
CPPS 1,5-30 475 873 874 181 2,42 1,5 30 14,0 19 2387
CPPS 0,75-60 475 865 867 181 2,99 0,75 60 13,0 2,4 2437
CPPS 1,5-30 (X) 475 796 807 181 1,85 1,5 30 14,0 2,8 2325
2 Présentation du programme expérimental
Afin de déterminer la sensibilité à l’écaillage de ces bétons, des éprouvettes cylindriques
confectionnées à partir des dix formulations présentées précédemment sont soumises à un
chauffage de type ISO – 2 heures. Cette partie de travail est appelée « Etude de la stabilité
thermique sous chauffage ISO ». La deuxième partie consiste à caractériser et analyser
l’évolution des propriétés mécaniques et de transfert ainsi que les modifications de la
microstructure en fonction de la température. Pour cela, trois formulations sont sélectionnées
à partir de la première phase. Les éprouvettes des trois bétons sélectionnés ont subi des cycles
de chauffage - refroidissement à différents paliers de température avec une vitesse de
chauffage de 0,5°C/min. Cette partie est intitulée « Caractérisation des propriétés des bétons
soumis à hautes températures». La troisième partie consiste à chauffer à une vitesse
constante de 10°C/min des dallettes sur une face. Nous appellerons cette partie « Chauffage
unidirectionnel des dallettes ».
72
1. Etude de la stabilité thermique sous chauffage ISO (Chapitre 3)
Nous avons réalisé une campagne expérimentale de chauffage d’éprouvettes cylindriques de
dimensions 15 cm × 30 cm (diamètre, longueur) pour chaque composition. Dix à treize
éprouvettes sont testées au feu ISO 834. L’écaillage a pu être quantifié par les paramètres
suivants :
pesée de chaque éprouvette avant et après le chauffage
mesure de la profondeur, la longueur et hauteur maximales de l’écaillage
report des surfaces écaillées sur un calque puis calcul de l’aire écaillée à l’aide d’un
logiciel
observation interne des éprouvettes de différentes formulations
Ces résultats sont présentés dans le chapitre 3 de ce document.
2. Caractérisation des propriétés des bétons soumis à hautes températures
(Chapitre 4)
Cette campagne d’essais consiste à caractériser le comportement à hautes températures de
trois formulations parmi les formulations testées lors de la première phase. Ces formulations
sont choisies au vu de leurs comportements sous feu ISO afin d’apporter des éléments
d’explication sur les différences de stabilité thermique observées. Ces études requièrent une
température homogène dans l’éprouvette d’où le choix d’un chauffage lent à 0,5°C/min selon
les recommandations RILEM (RILEM Recommendations 2007).
Cette étude comporte deux parties :
1. Caractérisation des propriétés pouvant affecter la stabilité thermique:
Evolution de la microstructure (chauffage à 200 et 500°C)
porosité à l’éthanol (quarts d’éprouvettes cylindriques ∅ 10 cm x 5 cm)
porosité au mercure (éprouvettes cubiques L 1 cm x l 1 cm x h 1 cm)
microscopie électronique à balayage (éprouvettes cubiques L 2 cm x l 2
cm x h 2 cm)
Evolution des propriétés de transfert (chauffage à 200, 300 et 500°C)
perméabilité au gaz (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 5 cm)
Evolution des propriétés thermiques (chauffage- refroidissement 20°C - 600°C - 20°C)
conductivité thermique, diffusivité thermique, chaleur massique (moitié
d’éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 3,5 cm)
2. Caractérisation des propriétés pouvant affecter le comportement mécanique
résiduel
Evolution des performances mécaniques résiduelles (chauffage à 300, 600, 750 et
900°C)
73
résistance à la compression (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 30 cm)
résistance à la traction par flexion (éprouvettes prismatiques L 40 cm x
l 10 cm x h 10 cm)
module d’élasticité (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 30 cm)
3. Chargement thermique unidirectionnel sur dallettes (Chapitre 5)
Le chauffage d’un élément en béton sur une seule face permet de considérer le mode de
chargement thermique subi par le béton lors d’un incendie.
Des dallettes de L 60 cm × l 30 cm × h 12 cm et des éprouvettes 15 cm x 30 cm ont été soumises
à un chauffage à 10°C/min. Ces bétons ont été confectionnés à partir des mêmes formulations
que celles retenues pour la phase de caractérisation. Les suivis de température et de pression
à différentes profondeurs de la dallette ont été effectués.
3 Fabrication et conservation des éprouvettes
3.1 Protocole de fabrication
Plusieurs coulages étant nécessaires pendant cette étude, la reproductibilité des gâchées à
différentes périodes est donc importante. Des essais d’affaissement au cône d’Abrams selon
la norme NF EN 12350-2 (AFNOR 2012b) et les mesures d’air occlus selon la norme NF EN
12350-7 (AFNOR 2012a), ont permis de vérifier la similarité entre les différentes gâchées.
Les éprouvettes utilisées sont des cylindres de Ø 11 x 22 cm, Ø 15 x 30 cm et des prismes de
10 x 10 x 40 cm. Les coffrages pour les dallettes sont de dimensions de 60 x 30 x 12 cm.
Avant chaque campagne de confection de béton, les graviers et le sable sont stockés dans des
bacs en plastique de 100 litres de contenance. Ce mode de stockage permet de garder stable
la teneur en eau des granulats. Ensuite plusieurs prises d’environ 500 g de graviers et de sable
sont mises dans une étuve à 110°C, afin de déterminer leur teneur en eau. La teneur en eau
des gravillons et de sable est calculée à partir de la formule suivante :
𝑇𝑒𝑛𝑒𝑢𝑟 𝑒𝑛 𝑒𝑎𝑢 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒 = (𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 ℎ𝑢𝑚𝑖𝑑𝑒 − 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒)
𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒
Le protocole de fabrication du béton est le suivant :
Pré mouillage du malaxeur, afin d’éviter l’absorption d’eau par celui-ci ;
Introduction des constituants du plus gros granulat au plus petit ;
Malaxage à sec des constituants pendant 1 minute, afin d’homogénéiser
le mélange avant l’introduction d’eau ;
74
Introduction d’adjuvant dans l’eau totale à rajouter ;
Addition de 1/3-2/3 de l’eau totale de gâchage dans le malaxeur en
mélangeant pendant une minute (Figure 41);
Ajout du reste d’eau et éventuellement des fibres de polypropylène
et/ou métalliques. Mélange pendant 3 minutes (4 minutes pour les bétons
fibrés) ;
Mesure de l’affaissement au cône (Figure 41), puis vidange du béton
dans un bac ;
Remplissage des moules en deux couches (Figure 41), en vibrant chaque
couche pendant 15 secondes. Les moules sont en carton avec un couvercle en
plastique. Dans le cas des dallettes, les moules ont été remplis également en
deux couches en vibrant à l’aiguille chaque couche (Figure 42).
Pesée et stockage de chaque éprouvette.
Mélange des constituants Essai au cône d’Abrams Remplissage des éprouvettes
Figure 41 Fabrication des éprouvettes en béton
75
3.2 Conditionnement des éprouvettes
Pour les essais de chauffage ISO (Chapitre 3), trois modes de conservation sont utilisés afin
d’analyser l’influence de la teneur en eau libre sur le comportement à hautes températures
du béton. Conformément aux recommandations de la RILEM (RILEM Recommendations
2007), pour le premier mode (Mode 1) de conservation « non drying » (Figure 43 a), les
éprouvettes sont gardées dans leurs moules durant les sept premiers jours puis dans des sacs
plastiques étanches à la température de 20 ± 2°C jusqu’au jour du chauffage. En utilisant ce
mode de conservation, les valeurs de teneur en eau de 4,1 % à 5,2 % sont atteintes. Le
deuxième mode (Mode 2) de conservation « drying » (Figure 43 b) consiste à garder les
éprouvettes dans leurs moules les sept premiers jours, puis à l’air à la température de 20 ±
Figure 43 Conditionnement des éprouvettes selon le mode « non drying » (a) et selon le mode « drying » (b)
Utilisation de la centrale à béton pour
confectionner les dallettes Confection des dallettes
Figure 42 Fabrication des dallettes
76
2°C et à une humidité relative de 50 ± 5 %. Seuls les bétons Créf(C) ont été conservés suivant
le deuxième mode avec la teneur en eau de 2,1 %. Pour le troisième mode (Mode 3) de
conservation, les éprouvettes sont gardées dans leurs moules durant sept premiers jours puis
dans des sacs plastiques étanches à la température de 20 ± 2°C. Sept jours avant le chauffage,
les éprouvettes sont déballées et placées dans une enceinte climatique à la température de
30°C et à une HR de 20 %. Ce troisième mode, différent des recommandations de la RILEM,
permet d’atteindre une teneur en eau libre de 3,7 % à 4,3 % avant chauffage, afin de se placer
légèrement au-dessus de la teneur en eau maximale pour lequel le béton C55/67 à C80/95
n’aurait pas besoin d’un ajout de fibres de polypropylène selon l’Eurocode 2 (EUROCODE 2
2004).
Les éprouvettes ont été conservées au moins 90 jours avant les essais.
Pour la suite du programme (Chapitre 4), toutes les éprouvettes ont été gardées selon le Mode
1 : dans leurs moules durant les sept premiers jours puis dans des sacs plastiques étanches à
la température de 20 ± 2°C jusqu’au jour du chauffage.
En ce qui concerne les dallettes (Chapitre 5), elles sont conservées jusqu’au jour du chauffage
dans leurs moules avec des chiffons humides posés au-dessus. Elles sont ensuite couvertes
par des sacs plastiques étanches (Figure 44).
4 Conclusion
Dans ce chapitre, les trois parties de la thèse sont présentées. La première partie consiste à
tester dix formulations de béton différentes au feu ISO, en variant la taille de fibres de
polypropylène, le dosage des fibres métalliques et de polypropylène, la nature des granulats
Figure 44 Conservation des dallettes
77
et la teneur en eau initiale des éprouvettes. Cette étude, intitulée « Etude de la stabilité
thermique sous chauffage ISO », a permis de sélectionner les compositions de béton
présentant des sensibilités thermiques très différentes pour la deuxième partie de la thèse. La
caractérisation en fonction de la température des différentes propriétés des formulations
choisies est abordée dans la deuxième partie « Caractérisation des propriétés des bétons
soumis à hautes températures ». Dans la troisième partie, il s’agit de chauffer les dallettes de
même formulation de bétons de dimensions L 600 x I 300 x Ep. 120 mm3 sur une face. Cette
dernière partie s’appelle « Chauffage unidirectionnel des dallettes».
Ce chapitre présente aussi les formulations des bétons testés, les matériaux expérimentaux,
ainsi que les détails de confection et conditionnement des éprouvettes.
78
Chapitre 3 - Comportement au feu des
bétons
79
1 Introduction
Cette première partie de l’étude expérimentale concerne les essais « Etude de stabilité
thermique sous chauffage ISO ». Ces essais ont permis d’étudier l’influence du dosage et de la
géométrie des fibres de polypropylène couplées ou non à des fibres métalliques sur le
comportement des bétons soumis à un chargement thermique de type ISO 834. L’influence
de la nature minéralogique des granulats ainsi que l’état de saturation des bétons sont aussi
étudiés. La composition des formulations est présentée dans le Chapitre 2, ainsi que les
différents modes de conservation des éprouvettes.
2 Dispositif expérimental du chauffage
Le chauffage ISO 834 (2) a été réalisé sur 132 éprouvettes cylindriques (15 cm x 30 cm)
pendant 2 heures :
𝜃 = 345 log(8𝑡 + 1) + 20
Avec 𝜃, la température de gaz en degrés Celsius et t, le temps en minutes.
Lors de leur confection, 22 éprouvettes ont été équipées de thermocouples de type K au
centre (Tc) afin de mesurer l’évolution de la température au sein des éprouvettes durant le
chauffage (Figure 45 (a)). Lors du chauffage, 15 thermocouples de type K ont été placés à
différents endroits dans le four (Tf), afin d’y vérifier l’homogénéité de température lors de la
montée en température. Ces thermocouples étaient reliés à une centrale d’acquisition
transmettant à l’ordinateur des valeurs de température en fonction du temps.
Un maillage de positionnement précis des éprouvettes a été effectué de façon à s’assurer de
la représentativité des résultats (Figure 45 (b)).
Figure 45 Eprouvette 15 x 30 cm, équipée d'un thermocouple au centre (a), maillage pour l’emplacement précis des éprouvettes (b)
(b) (a)
80
La Figure 46 montre le four à fioul utilisé. Ce four mesure 7 m de longueur et 5 m de
profondeur. Six brûleurs se trouvent en face des portes du four. Quatre ouvertures de 5 x 5
cm ont permis d’observer le chauffage en temps réel. Les brûleurs se trouvant d’un seul côté,
les éprouvettes ont été disposées de telle manière que les formulations de béton reçoivent la
chaleur de manière homogène.
La Figure 47 présente la répartition des éprouvettes dans le four.
Figure 46 Dispositif de chauffage
Brûleurs Ouvertures
Figure 47 Disposition des éprouvettes dans le four avant chauffage
81
3 Mesure des propriétés physiques
3.1 Evolution de température dans le four et au centre de
l’éprouvette
La Figure 50 présente un plan de disposition des éprouvettes dans le four ainsi que les
emplacements des éprouvettes instrumentées en leur centre (Tc) et des thermocouples
mesurant la température dans le four (Tf). La mesure de la température au centre des
éprouvettes de dimensions 15 x 30 cm (Figure 48), s’est effectuée grâce à un thermocouple
noyé dans l’éprouvette lors de sa confection.
Deux éprouvettes de chaque formulation sont équipées de thermocouples au centre. Chaque
thermocouple est relié à la centrale d’acquisition qui enregistre les mesures en continu et les
transmet à l’ordinateur.
3.2 Perte de masse
Afin de déterminer l’évolution de la perte de masse du béton en fonction du cycle de
chauffage-refroidissement, toutes les éprouvettes cylindriques (10 éprouvettes par
formulation en moyenne) 15 x 30 cm sont pesées avant et tout de suite après le cycle
thermique. Le fait de peser l’éprouvette tout de suite après la sortie du four permet d’éviter
d’intégrer un éventuel gain de poids dû à une réhydratation. Les masses avant et après le
chauffage sont mesurées à l’aide d’une balance d’une capacité de 25 kg et d’une précision de
0,1 kg. La perte de masse pour une formulation est déterminée par la moyenne des pertes de
masse de toutes les éprouvettes chauffées. La perte de masse est exprimée en pourcentage
massique, obtenu selon le calcul suivant :
𝑝𝑒𝑟𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 = 𝑚𝑎𝑚𝑏𝑖𝑎𝑛𝑡 − 𝑚𝑟𝑒𝑓𝑟𝑜𝑖𝑑𝑖𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑚𝑎𝑚𝑏𝑖𝑎𝑛𝑡 × 100
Avec mambiant : la masse de l’éprouvette à température ambiante avant le chauffage, et
mrefroidissement : la masse de l’éprouvette après refroidissement à la sortie du four.
Thermocouple au
centre
30
cm
15
cm
15 cm
Figure 48 Mise en place des thermocouples de mesure au sein de l’éprouvette
82
3.3 Protocole d’analyse de dégradation
L’analyse détaillée des éprouvettes écaillées ou fissurées par le chauffage est constituée des
étapes suivantes :
- Etape 1 : la pesée de chaque éprouvette avant et après le chauffage,
- Etape 2 : la mesure de la profondeur, de la longueur et de la hauteur maximales
de l’écaillage,
- Etape 3 : le report des surfaces écaillées sur un calque puis leur numérisation à
l’aide d’un logiciel,
- Etape 4 : l’observation interne des éprouvettes de différentes formulations. La
fragilité des éprouvettes après le chauffage permet de les ouvrir manuellement, afin
d’analyser l’évolution de fissuration à l’intérieur de l’éprouvette. Deux à trois
éprouvettes par formulation ont été testées.
3.4 Caractéristiques du béton durci
Teneur en eau des bétons
Bien que l’Eurocode 2 et la RILEM ne précisent pas de protocole particulier de mesure de
teneur en eau (W0), nous avons déterminé cette teneur en eau pour chaque série de béton
sur des morceaux d’environ 200 g issus de la rupture d’une éprouvette 15 cm x 30 cm. Après
la mesure de leur masse humide (Mh), les échantillons ont été soumis à un séchage dans une
étuve à 120°C jusqu’à ce que les pesées successives espacées de 24 heures ne se différencient
pas de plus de 0,1 g (Ms). La teneur en eau a été déterminée d’après la formule suivante :
𝑇𝑒𝑛𝑒𝑢𝑟 𝑒𝑛 𝑒𝑎𝑢 = (𝑀ℎ− 𝑀𝑠)
𝑀𝑠 x 100
Pour le mode 3 il a été choisi de se positionner légèrement au-dessus du seuil de 3 %, donnée
par l’Eurocode 2 pour prévenir tout éclatement de béton de la classe considérée (Chapitre 2).
Ainsi, une teneur en eau de 4 % environ est visée ce qui correspond à une masse humide égale
à 1,04 ± 0,001 fois la masse sèche.
Les teneurs en eau des bétons obtenues pour les différents modes de conservation sont
regroupées dans le Tableau 8.
83
Tableau 8 Valeurs moyennes de la teneur en eau des bétons avant chauffage
Bétons We [%]
Mode 1
«non drying »
Ecart
type
Mode 2
« drying »
Ecart
type
Mode 3 Ecart
type
Créf (C) 4,7 0,1 2,1
0,0 4,0 0,4
Créf (X) 5,2 0,2 - -
4,3
0,3
CPP 0,75 4,1 0,1 - -
3,7
0,5
CPP 1,5 (12 mm) 5,0 0,4 - -
4,1 0,4
CPP 1,5 (6 mm) 4,4 0,1 - -
4,0 0,2
CS 60 4,5 0,5 - -
4,1
0,1
CPPS 0,75 - 30 4,7 0,1 - -
3,9
0,2
CPPS 1.5 - 30 4,8 0,3 - -
-
4,1
0,4
CPPS 0,75 - 60 4,7 0,2 - -
3,8
0,2
CPPS 1,5 – 30 (X) 4,8 0,1 - -
4,3
0,1
Les teneurs en eau du mode 3 correspondent aux valeurs que l’on peut avoir dans les bétons
des tunnels. D’après Nishida (Nishida et al. 1995), la teneur en eau du béton d’un tunnel
construit en 1963 est de 3%,tandis que celle du béton d’un tunnel construit en 1997 est de
4,1%.
Résistance à la compression à 28 jours
Le protocole expérimental de détermination de la résistance à la compression est présenté
dans le chapitre 4 de ce document.
Le Tableau 9 présente la résistance à la compression à 28 jours des différents bétons de
l’étude.
Tableau 9 Résistance à la compression des bétons de l'étude à 28 jours
Bétons fC [MPa] Ecart type
Créf (C) 59,6 2,0
Créf (X) 53,9 2,4
CPP 0,75 61,8 0,9
CPP 1,5
(12 mm)
66,6 1,6
CS 60 79,0 2,4
CPPS 1,5-30 67,9 1,2
CPPS 1,5–30 (X) 55,0 2,5
84
Notre étude couvre une plage de bétons à hautes performances entre 54 et 80 MPa (Figure
49). Les bétons de référence de cette campagne expérimentale sont des bétons de résistance
à la compression moyenne de 60 MPa à 28 jours pour les bétons Créf(C) et de 54 MPa pour
les bétons Créf(X). La différence des valeurs entre les deux bétons de référence Créf(C) et
Créf(X)) peut être expliquée par la différence de l’état de surface des granulats. Le granulat
calcaire est concassé et rugueux tandis que le silex est plutôt roulé et lisse, par conséquent
l’interface pâte-granulat des calcaires est meilleure. La résistance à la compression de certains
bétons (Créf(C) « drying », CPP 1,5 (6) et CPPS 0,75-30, CPPS 0,75-60) n’a pas été déterminée.
Nous considérons qu’un faible dosage de fibres de polypropylène (0,75 kg/m3) n’a pas
d’influence significative sur la résistance à la compression des bétons CPPS 0,75-30 et CPPS
0,75-60. D’après les travaux de Kalifa (Kalifa et al. 2001) et Robert (Robert, Colina, and Debicki
2008), pour des dosages en fibres de polypropylène inférieurs à 2 kg/m3, la résistance à la
compression à la température ambiante ne présente pas de variation significative par rapport
à celle du béton témoin sans fibres. La valeur la plus élevée, 80 MPa, est obtenue pour le béton
incorporant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Plusieurs chercheurs ((Qian and Stroeven 2000),
(Peng et al. 2006) et (Aydin et al. 2008)) ont démontré une augmentation de la résistance à la
compression des bétons contenant des fibres métalliques (47 kg/m3 – 12 MPa, 100 kg/m3 –
16 MPa, 78 kg/m3 – 21 MPa respectivement pour les trois auteurs). Cette augmentation de
résistance est due aux fibres métalliques, qui limitent l’ouverture des fissures lors de
l’écrasement.
4 Résultats expérimentaux et discussion
4.1 Observation de la dégradation des bétons
L’analyse détaillée des résultats obtenus sur toutes les formulations de béton a été réalisée et
est synthétisée sur la Figure 50 qui résume le dommage constaté en fonction de la formulation
et de la localisation de l’éprouvette dans le four. On constate alors que pour une formulation
donnée le dommage est le même, quelle que soit la distance entre l’éprouvette et les brûleurs.
Figure 49 Résistance à la compression des bétons de l'étude
59,653,9
61,866,6
79,0
67,9
55,0
0102030405060708090
Créf (C) Créf (X) CPP 0,75 CPP 1.5 CS 60 CPPS 1.5-30
CPPS 1.5–30 (X)
fc 2
8j (
MP
a)
Compositions des bétons
85
- Pas d’éprouvette
Figure 50 Récapitulatif de positionnement et des dégradations des bétons
86
Aucun écaillage ou éclatement n’a été remarqué pour les compositions Créf(C) « non drying »
et Créf(C) « drying ». Les éprouvettes de bétons de référence avec les granulats calcaires
Créf(C) « non drying » et Créf(C) « drying » ainsi que les éprouvettes de bétons de fibres de
polypropylène CPP 0,75, CPP 1,5 (12 mm) et CPP 1,5 (6 mm) ont présenté des fissurations plus
ouvertes au cœur de l’éprouvette (Figure 51, Figure 52), suggérant que les fissures se sont
propagées de l’intérieur vers l’extérieur. Ces fissurations ont pu avoir lieu lors du chauffage
et/ou lors du refroidissement. Au cours du chauffage d’une éprouvette cylindrique, la partie
proche de la surface est en compression tandis que le centre de l’éprouvette est en état triaxial
de traction. Au cours du refroidissement, les contraintes de compression et de traction sont
inversées. Le centre de l’éprouvette qui est plus chaud que la périphérie subi des contraintes
de compression tandis que les bords de l’éprouvette se trouvent en traction. Dans les deux
cas, cette répartition de contraintes qui se traduit par une incompatibilité des déformations a
pu générer des endommagements d’éprouvettes du béton.
Figure 51 Observation de la fissuration interne des bétons Créf(C) (We = 4,7%), CPP 0,75 (We = 4,1%)
Créf(C) CPP 0,75
Figure 52 Zoom au centre de l’éprouvette du béton CPP 0,75 (We = 4,1%)
CPP 0,75
87
La formulation CS 60 a présenté des écaillages de surface, ainsi que des éclatements d’angle
(Tableau 10), enregistrés après 24 minutes de chauffage. Ce temps correspond à une
température dans le four de 850°C et une température de 137°C au cœur de l’éprouvette.
L’écaillage est caractérisé par le détachement de morceaux de béton (Figure 53).
La profondeur maximale mesurée de détachement de morceaux de béton est de 3 cm. La
longueur maximale des écailles d’une éprouvette est de 18 cm et la hauteur maximale est
d’environ 15 cm. La surface écaillée représente 6 à 27 % de la surface totale de l’éprouvette.
Le phénomène d’instabilité thermique des bétons contenant des fibres métalliques a été aussi
observé par Chen et Liu (Chen and Liu 2004). Pour un chauffage moins rapide, de 10°C/mn,
Chen et Liu ont observé des éclatements d’éprouvettes contenant 48 kg/m3 de fibres
métalliques ou de carbone à la température de 800°C. Notons que la résistance à la
compression à 28 jours des éprouvettes testées par Chen et Liu était de 82 MPa.
L’analyse des éprouvettes de béton CS 60 après le traitement thermique a montré que les
fibres métalliques au sein des éprouvettes étaient devenues friables (très faible résistance
mécanique). Ce phénomène a aussi été observé par Ezziane (Ezziane et al. 2012) et Caverzan
(Caverzan, Colombo, and Prisco 2015). La fibre métallique commence à s’oxyder à 500°C.
Après 700°C, le phénomène de corrosion de la fibre métallique entre en jeu. L’épaisseur de
couches d’oxyde augmente jusqu’à atteindre environ 30 µm. Ce phénomène de corrosion
influence les propriétés mécaniques résiduelles du béton chauffé et refroidi. L’étude des
propriétés mécaniques résiduelles sera décrite dans le Chapitre 4.
Aucun éclatement de granulat calcaire n’a été remarqué durant le chargement thermique.
Figure 53 Début d'écaillage des bétons CS 60, enregistré pendant le chauffage
88
Tableau 10 Etude de l’écaillage des bétons CS 60 avec des valeurs individuelles de teneur en eau des éprouvettes
Mode de
conservation
Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée
Longueur
de
l’écaillage,
[cm]
Hauteur de
l’écaillage,
[cm]
Profondeur de
l’écaillage, [cm]
Surface
écaillée,
[%]
Mode « non
drying »
We = 4,5%
Eclatement d’angle
Eclatement d’angle
7
10
2,5
5
1,5
2
5,5
89
Mode de
conservation
Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée Longueur
de
l’écaillage,
[cm]
Hauteur de
l’écaillage,
[cm]
Profondeur de
l’écaillage, [cm]
Surface
écaillée,
[%]
Mode
« drying »
We=4,2%
Eclatement de surface
Eclatement d’angle
18
10
15
9
1,5
2,0
26,6
90
Mode de conservation
Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée Longueur de
l’écaillage, [cm]
Hauteur de l’écaillage,
[cm]
Profondeur de l’écaillage, [cm]
Surface écaillée,
[%]
Mode
« drying »
We = 4,1%
Eclatement de surface
9
12
1,0
6,9
Mode
«drying »
We = 4,1%
Eclatement d’angle
Eclatement d’angle
Eclatement de surface
10
6
6,5
9
6
7
1,5
1,5
3
14,6
91
Mode de conservation
Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée
Longueur de
l’écaillage, [cm]
Hauteur de l’écaillage,
[cm]
Profondeur de l’écaillage, [cm]
Surface écaillée,
[%]
Mode
«non drying »
We = 4,5%
Eclatement de surface
Eclatement de surface
Eclatement d’angle
8,5
7
12
11
4
4
0,7
0,5
1,2
11,4
92
En présence des fibres métalliques ou de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques,
la fissuration au centre de l’éprouvette n’est plus remarquée (Figure 54). Nous pouvons
supposer que les fibres métalliques, en reprenant l’effort de traction empêchent l’ouverture
des fissures.
Aucune différence visuelle n’a été trouvée entre les bétons CPP 1,5 (12 mm) et CPP 1,5 (6
mm).
Après fendage des éprouvettes CPP 0,75 (Figure 51) et Créf(C), il est observé sur le premier
centimètre proche de la surface l’apparition d’une bande jaunâtre. Ce changement de couleur
peut être dû à la présence de l’oxyde de fer (Fe2O3) dans le ciment (2,35 %). Xiao (Xiao and
Falkner 2006) ont observé également une couleur marron des éprouvettes après 600°C.
D’après l’auteur cette variation de couleur l’auteur attribue au changement de la texture et
de la composition du béton, ainsi qu’à l’expansion et destruction des cristaux lors du
chauffage.
En ce qui concerne les éprouvettes des compositions de béton de silex Créf(X) et CPPS 1,5-
30(X), des éclatements de granulats induisant un départ de pâte au droit de ceux-ci et des
éclatements d’angle ont été observés. Ces éprouvettes ont présenté une forte densité de
fissures en surface (Figure 55, Figure 56). La profondeur d’écaillage des éprouvettes de bétons
de référence avec les granulats de silex est voisine de 2 cm. La surface écaillée des éprouvettes
de béton Créf(X) est d’environ 2,1 % de la surface totale. La surface écaillée des éprouvettes
de béton CPPS 1,5-30 (X) est d’environ 1,8 % de la surface totale. L’instabilité thermique des
granulats de silex peut être liée à leur faible porosité et à la présence d’eau liée et des silanols
dans la structure minérale de la silice de ces granulats de silex qui peut générer des
surpressions dans les pores pendant le chauffage (Xing 2011).
Figure 54 Absence de fissurations au sein de l’éprouvette CPPS 1,5-30 (We = 4,8%)
93
Les formulations de bétons de cocktail de fibres CPPS 0,75-30, CPPS 1,5-30, CPPS 0,75-60 et
CPPS 1,5-30 se sont avérées efficaces contre l’instabilité thermique. Aucune détérioration n’a
été observée à l’œil nu, ni à la surface, ni à l’intérieur des éprouvettes testées (Figure 57). Le
mélange des fibres de polypropylène et métalliques semble bien être une solution efficace
pour limiter l’endommagement du béton au cours du chauffage.
Il est intéressant de noter qu’un ajout de seulement 0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène au
béton CS 60 (qui a écaillé fortement au cours du chauffage) devenu alors CPP 0,75-60 a permis
d’empêcher l’écaillage.
Figure 56 Eclatement de surface de granulats CPPS 1,5-30 (X) (We = 4,8%)
Figure 55 Eclatement de surface de granulat Créf(X) (We = 4,3%)
94
Le blanchissement des granulats calcaires est constaté sur la partie extérieure de toutes les
compositions de bétons contenant ces granulats. Ce changement de couleur est dû à la
décarbonatation de la calcite.
Le Tableau 11 présente le récapitulatif des dégradations de l’ensemble des bétons testés. Il
est important de noter que la dispersion des résultats d’instabilité thermique par rapport à
chaque formulation est quasi-nulle.
CPPS 0,75-30 CPPS 1,5-30
Figure 57 Les formulations de béton CPPS 0,75-30 et de béton CPPS 1,5-30, qui sont restées intactes après le feu ISO
95
Tableau 11 Récapitulatif des dégradations de bétons
Bétons
Type de dégradation Ecaillage Fissuration
sur la
surface,
écaillage des
granulats
Fissuration à
l’intérieur de
l’éprouvette
Pas de
dommage
visible
Créf (C) - - + -
Créf (C) «drying» - + + -
Créf (X) - - + -
CPP 0,75 - - + -
CPP 1,5 (12 mm) - - + -
CPP 1,5 (6 mm) - - NE* NE
CS 60 + + - -
CPPS 0,75 - 30 - - NE NE
CPPS 1,5 - 30 - - - +
CPPS 0,75 - 60 - - - +
CPPS 1,5 – 30 (X) - + + -
NE* - éprouvette non examinée
D’après Harmanthy (Harmathy 1964), un béton susceptible d’écailler ne subira pas
d’instabilité thermique s’il est préalablement séché sur une épaisseur de 20 à 30 mm en
surface. Hertz (Hertz 2003) considère que la teneur en eau massique du béton inférieure à 3%
est un facteur limitant le phénomène d’éclatement. Dans notre cas, l’ordre de grandeur
d’écaillage ne varie pas en fonction du mode de conservation et donc, de l’humidité initiale
de l’éprouvette. Bien que la teneur en eau de certaines éprouvettes dépasse 3 %, seuil défini
dans l’Eurocode 2, aucun éclatement des éprouvettes de référence n’a été observé.
Mindeguia (Mindeguia et al. 2014) a réalisé des tests de chauffage sur les éprouvettes
prismatiques (300 x 300 x 120 m3) de 61 MPa jusqu’à 800°C. Trois modes de conservation des
éprouvettes ont été testés : la conservation à 20°C et 50 % d’humidité relative (HR) (We = 3,5
%), le préséchage à 80°C (We = 0,0 %) et la conservation dans l’eau à 20°C (We = 4,6 %). Les
éprouvettes préséchées à 80°C n’ont pas écaillé au cours du chauffage. Nos résultats
corroborent ceux de Mindeguia (Mindeguia et al. 2014) sur ce point. Les éprouvettes gardées
dans l’eau ont présenté moins d’écaillage que les éprouvettes conservées à 20°C et à 50 % HR.
L’auteur explique ce résultat par un préalable endommagement de la surface d’éprouvette
saturée en eau. En effet, la conservation des éprouvettes dans l’eau induirait une fissuration
plus précoce de la surface des éprouvettes saturées lors du chauffage, ce qui faciliterait par la
suite le transport de vapeur d’eau et en augmentant la perméabilité des bétons.
96
Dans notre étude, les éprouvettes gardées dans des sacs plastiques à une HR de 100 % et les
éprouvettes préséchées ont présenté le même niveau de stabilité thermique.
4.2 Evolution de la température dans le four
La Figure 58 présente l’évolution de la température dans le four au cours du chauffage et du
refroidissement.
Des 15 thermocouples placés dans le four, trois n’ont pas fonctionné. La phase de
refroidissement des éprouvettes est réalisée par des ventilateurs des deux côtés du four. Nous
pouvons remarquer que la température baisse rapidement lors du refroidissement. La
répartition de température dans le four est homogène. La température maximale atteinte
dans le four après deux heures de chauffage est de 1084°C.
Une comparaison des températures maximale et minimale dans le four avec la température
de la courbe normalisée ISO 834 est présentée sur la Figure 59. Les trois courbes présentent
très peu de différences.
Figure 58 Evolution de température du chauffage et refroidissement dans le four en fonction du temps
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000
Tem
pé
ratu
re d
u f
ou
r (°
C)
Temps (min)
Tf 1
Tf 2
Tf 3
Tf 4
Tf 5
Tf 6
Tf 7
Tf 8
Tf 9
Tf 10
Tf 11
Tf 12
97
4.3 Evolution de température au centre des éprouvettes
Lorsque la température est de 1084°C dans le four, la température au centre des éprouvettes
varie de 906°C (CS 60) et à 738°C (CPPS 1,5 - 30).
La Figure 60 présente l’évolution de température au centre des éprouvettes des différents
bétons testés du mode 1. Nous observons un palier de montée en température pour les
bétons étudiés. Ce palier apparait à 100°C – 130°C et correspond à la consommation de
chaleur sous forme latente due au départ de l’eau libre et d’une partie de l’eau liée.
L’évolution de température des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 est plus rapide par rapport aux
autres bétons. Il est possible que cette différence soit due à une perturbation de mesure
(création de la fissuration au l’endroit de mesure) lors du chauffage.
Figure 60 Evolution de température au centre des éprouvettes
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 20 40 60 80 100
Tem
pér
atu
re a
u c
entr
e (°
C)
Temps (min)
Créf (X)
Créf(C)
CPP 0,75
CS 60
CPPS 1,5- 30
CPPS 0,75-30
CPPS 0,75-60
Figure 59 Courbes de température comparées à la courbe normalisée ISO 834
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120 150
Tf max
ISO 834
Tf min
98
Evolution de la température au centre des éprouvettes en fonction de la teneur en eau du
béton
La teneur en eau massique des éprouvettes varie de 2,1 à 5,2 %. La Figure 61 montre
l’évolution de la température au sein des éprouvettes de bétons de référence (Créf(C), Créf(X)
et Créf(C) « drying ») pour des teneurs en eau initiales différentes : 2,1 %, 4,7 % et 5,2 %. Les
deux courbes de Créf(X) et Créf(C) « drying » sont semblables entre 20°C et 130°C, tandis que
le béton Créf(C) n’a pas montré de palier. Nous supposons que la mesure a été visiblement
perturbée par la plus forte proximité des granulats au niveau de la sonde de température. La
vitesse de montée en température des courbes de bétons Créf(C) et Créf(X) pour des teneurs
en eau de We = 4,7% et 5,2 % sont plus élevées que celles du béton Créf(C) « drying » avec une
teneur en eau initiale We=2,1 %. Ceci est dû à la conductivité thermique plus élevée de l’eau
par rapport à l’air, contenu dans les pores.
4.4 Perte de masse des bétons
Le chargement thermique des bétons entraine une suite de dégradations au niveau
microstructural qui amènent à une perte de densité du matériau. L’étude de l’évolution de la
perte de masse en fonction de la température permet de quantifier la perte d’eau libre et
d’eau liée dans le béton. Le départ de l’eau libre se trouvant dans les pores a lieu entre 20 et
120°C (Noumowé 1995). L’eau liée des hydrates est adsorbée à la surface des composés
solides ou fait partie constitutive des hydrates. Cette eau liée nécessite une quantité de
chaleur plus élevée (une température plus élevée) pour être déliée et éliminée (120°C -
700°C).
Le Tableau 12 et la Figure 62 présentent la perte de masse des éprouvettes après le chauffage
en fonction du mode de conservation. On constate que la décarbonatation des granulats
Figure 61 L'influence de la teneur en eau sur l'évolution de la température des bétons Créf(C), Créf(X) et Créf(C) drying
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0 50 100 150 200
Tem
pé
ratu
re (
°C)
Temps (min)
Créf(C)We=4.7%
Créf(X)We=5.2%
Créf (C) dryingWe=2.1%
99
calcaires entraine une plus grande perte de masse de l’ordre de à 3 % par rapport à celle des
bétons de granulats silex à partir de 750°C. Le détachement des morceaux de béton a généré
une perte de masse plus significative pour la formulation CS 60 vis-à-vis des autres
formulations. La perte de masse moyenne supplémentaire due à l’écaillage des éprouvettes
de béton CS 60 peut être estimée à 3 %. La masse supplémentaire est obtenue suivant la
formule Msupp = M avant le chauffage - (M après le chauffage + We).
Tableau 12 Perte de masse des éprouvettes après le chauffage
Bétons Perte de masse [%]
Mode 1 Ecart
type
Mode 2 Ecart
type
Mode 3 Ecart
type
Créf (C) 15,3 0,8 13,2 0,2 14,5 0,8
Créf (X) 12,0 0,2 - - 11,1 0,5
CPP 0,75 15,6 0,5 - - 13,6 0,0
CPP 1,5 (12 mm) 14,9 0,5 - - 14,6 0,2
CPP 1,5 (6 mm) 13,6 0,6 - - 13,3 0,4
CS 60 17,1 1,4 - - 16,9 1,6
CPPS 0,75 - 30 16,2 0,7 - - 13,6 0,4
CPPS 1,5 - 30 14,2 0,1 - - 13,8 0,7
CPPS 0,75 - 60 16,6 0,2 - - 13,6 0,7
CPPS 1,5 – 30 (X) 13,1 0,9 - - 12,4 0,3
Lors du chauffage, la perte de masse du béton est essentiellement due au départ de l’eau libre
et de l’eau liée, cependant d’autres phénomènes comme la décomposition du gypse (150 -
Figure 62 Perte de masse des différents bétons après chauffage de type ISO
02468
101214161820
Pe
rte
de
mas
se, %
Bétons
Mode 1
Mode 2
Mode 3
100
300°C), la deshydroxylation de la Portlandite (300 - 600°C), la décarbonation des granulats
calcaires (750 – 1000°C), etc. entrent également en jeu. Afin de comprendre l’influence des
paramètres intrinsèques à la formulation, un diagramme (Figure 63) qui présente la perte de
masse des éprouvettes de béton sans la teneur en eau massique initiale : Perte de masse’ =
Perte de masse – W0.
Lorsque la teneur en eau initiale libre des bétons Créf(C), Créf(X), CPPS 1,5-30 (X), CPPS 1,5
(12 mm), CPPS 1,5 (6 mm), CS 60, CPPS 1,5 -30 et CPPS 1,5 -30 (X) est soustraite, les pertes de
masse de ces bétons vis-à-vis des deux modes de conservation (mode 1 et mode 3) deviennent
proches. La quantité d’eau libre dans le béton influence la différence de la perte de masse. La
quantité d’eau totale (8 % environ) des bétons de granulats calcaires augmente
significativement la perte de masse due à la décarbonatation.
Le béton CS 60 perd la même masse de matière, quel que soit le mode de conservation (Mode
1 ou Mode 3). D’après ce résultat, il est possible de supposer que l’évolution de teneur en eau
n’influence pas le taux d’écaillage de la formulation CS 60.
5 Conclusion sur le comportement au feu des bétons
Onze formulations de béton contenant différents dosages et tailles de fibres de polypropylène
et de fibres métalliques ont été testées au feu ISO 834 pendant deux heures, en vue d’étudier
leur éventuelle instabilité thermique (écaillage, éclatement). Plusieurs paramètres ont été
analysés : la nature des granulats (calcaire et silex), la teneur en eau initiale (trois modes
différents) des éprouvettes, le dosage en fibres de polypropylène (0,75 et 1,5 kg/m3) et
métalliques (30 et 60 kg/m3) ainsi que la longueur de la fibre de polypropylène (6 et 12 mm).
Figure 63 Perte de masse moyenne des bétons en soustrayant la teneur en eau libre
0
2
4
6
8
10
12
14
Pe
rte
de
mas
se -
Wo
, %
Bétons
Mode 1
Mode 2
Mode 3
101
La résistance à la compression des bétons à 28 jours était comprise entre 54 et 80 MPa. La
variation de résistance à la compression a été attribuée à la nature des granulats ainsi qu’à
l’ajout de fibres métalliques.
La température réelle dans le four correspond à la courbe normalisée du feu ISO 834.
Aucun éclatement explosif d’éprouvette n’a été observé pour les différents modes de
conservation utilisés dans le cadre de cette étude et ce, quelle que soit la teneur en eau libre
des éprouvettes avant chauffage. Cette teneur en eau libre varie entre 2,1 % et 5,2 %.
Quelques éclatements de granulats en surface de béton et une forte densité de fissurations
des bétons de granulats de silex Créf(X) et CPPS 1,5 -30 (X) ont été observés. Ceci est lié au
caractère instable de ces granulats qui éclatent à une température entre 150°C et 450°C.
Des fissurations internes ont été observées après fendage d’éprouvettes de bétons de
référence et des bétons contenant des fibres de polypropylène (Créf(C), CPP 0,75, CPP 1,5 (12
cm), CPP 1,5 (6 cm)). Nous supposons que ces fissurations, qui ont pu avoir lieu lors du
chauffage et/ou refroidissement, sont dues aux contraintes de compression et de traction
d’origine thermo-hydrique développées au centre et en surface des éprouvettes. Aucune
fissuration au sein des bétons contenant un de cocktail de fibres n’a été observée.
Une friabilité importante des fibres métalliques après la sollicitation thermique ISO a été
observée. En effet, la perte de résistance mécanique de la fibre métallique au sein du béton,
ainsi que sur la périphérie, est due à l’oxydation (500°C) et ensuite à la corrosion (700°C) de
l’acier.
Le béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques (CS 60) a présenté une forte instabilité
thermique avec un détachement de morceaux de béton pouvant aller jusqu’à 27% de la
surface totale de l’éprouvette. L’ajout de 0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène (CPPS 0,75-
60) a permis d’éviter l’écaillage de ces bétons contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Suite
à cette constatation, les formulations de béton (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont été
choisies, afin de mener une étude sur l’évolution des propriétés thermiques, hydriques et de
la microstructure en fonction de la température. L’objectif de ces investigations est de
comprendre l’origine des mécanismes conduisant à l’écaillage des formulations CS 60 et à
l’inverse protégeant les CPPS 0,75-60. Une étude des performances mécaniques est aussi
menée afin de quantifier l’apport du cocktail sur le comportement post-incendie.
102
Chapitre 4 - Influence des fibres sur
l’évolution des propriétés du béton avec la
température
103
1 Introduction
Les résultats présentés dans le chapitre précèdent mettent en évidence, pour une même
formulation de béton, l’influence négative d’un fort dosage en fibres métalliques et à l’inverse
le rôle favorable d’un faible pourcentage de fibres de polypropylène sur la stabilité thermique
des bétons. Ainsi cette partie du mémoire est tout d’abord dédiée à l’apport des fibres sur
l’évolution des paramètres physiques et microstructuraux des bétons pouvant expliquer les
différences de stabilité thermique observées. De plus, l’impact des fibres sur le comportement
du béton post incendie est évalué suite à une caractérisation des performances mécaniques
résiduelles. Sur la base des essais sous feu ISO, les trois formulations de béton suivantes ont
été sélectionnées afin de mener une étude de caractérisation en fonction de la température.
1. Le béton de référence Créf (C), qui a présenté des fissurations au centre de
l’éprouvette.
2. Le béton de fibres métalliques CS 60, qui a présenté un fort écaillage, allant
jusqu’à 27 % de la surface des éprouvettes.
3. Le béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques CPPS 0,75-60,
qui n’a pas montré des endommagements macroscopiques vis-à-vis du feu.
Dans un premier temps, le dispositif expérimental de chauffage - refroidissement ainsi que les
différents essais utilisés pendant et après chauffage pour caractériser l’influence des fibres sur
l’évolution des différentes propriétés des bétons avec la température sont présentés.
L’analyse de l’évolution des propriétés physiques et de la microstructure en fonction de l’ajout
des différents types de fibres est ensuite abordée. Puis l’évolution des propriétés de transfert
de chaleur et de masse en fonction de la température pour les différentes formulations de
béton est exposée. Sur la base de l’ensemble de ces caractérisations, s’en suit une discussion
sur l’impact des fibres sur la stabilité thermique des bétons sous feu ISO. Une étude des
propriétés mécaniques résiduelles permet enfin de compléter l’analyse de l’apport des fibres
en s’intéressant au comportement post-incendie du béton.
Dispositif expérimental de chauffage
Mesures physiques
L’objectif de la première étude expérimentale est de mettre en évidence l’influence des
différentes fibres sur l’évolution de la microstructure et des propriétés de transferts des
bétons. Pour cela, deux cycles de traitement thermique de 200 et 500°C ont été choisis en
fonction de la fin de fusion (160°C) et de vaporisation (400°C) des fibres de polypropylène. Un
104
troisième cycle de 300°C a été intégré pour les essais de perméabilité, afin de préciser
l’évolution de la perméabilité au sein du matériau (Figure 64).
Mesures mécaniques
Une deuxième campagne d’expérimentations a été réalisée afin de comparer les
performances mécaniques résiduelles des deux formulations ne présentant pas d’écaillage
sous feu ISO : le béton de référence Créf(C) et le béton de cocktail de fibres CPPS 0,75-60. Les
cycles de traitement thermique ont constitué au chauffage jusqu’aux paliers de températures
de 300, 600, 750, ou 900°C et puis au refroidissement jusqu’à la température ambiante (Figure
65). Ces températures sont choisies en fonction des températures de la décomposition de C-
S-H (300°C), de la déshydratation des silicates de calcium et de la décomposition du carbonate
de calcium (600°C, 750°C et 900°C).
0
100
200
300
400
500
600
0 12 24 36
Tem
p. (
°C)
Temps (h)
Cycle theo.200°C
Cycle theo.300°C
Cycle theo.500°C
Figure 64 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C), CPPS 0.75-60 et CS 60 pour l’étude des phénomènes de transfert
Figure 65 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 pour l’étude des caractéristiques mécaniques résiduelles
105
Mesures thermiques
Les mesures de la conductivité thermique et de la capacité thermique ont été réalisées durant
le chauffage jusqu’à 600°C et le refroidissement avec un pas de 50°C.
Toutes les éprouvettes ont été chauffées à une vitesse de 0,5°C/min, suivi d’un palier d’une
heure, puis refroidies à une vitesse moyenne de 0,5°C/min jusqu’à la température ambiante.
La vitesse de montée en température est choisie conformément aux recommandations RILEM
(RILEM Recommendations 2007) en fonction du diamètre de la plus grande éprouvette (15 x
30 cm), afin de limiter les gradients thermiques dans l’échantillon et d’assurer l’homogénéité
de température au sein du matériau. L’évolution de la température au sein du matériau a été
mesurée sur 2 éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm équipées d’un thermocouple au centre,
pour 750 et 900°C.
Les essais sont réalisés dans un four électrique programmable, de dimensions intérieures 1100
x 1200 x 1100 mm (L x P x H), de puissance 150 kW (Figure 66). La température maximale du
four est de 1100°C. Le pilotage du four est réalisé à l’aide d’un régulateur programmeur TC
405/30 auquel sont reliés les thermocouples. Deux thermocouples mesurent la température
dans le four, deux thermocouples sont posés en surface des éprouvettes. Les thermocouples
sont placés à différents endroits dans le four afin de vérifier l’homogénéité de température
lors du chauffage. Les mesures sont effectuées toutes les 30 secondes et enregistrées
directement sur l’ordinateur moyennant la centrale d’acquisition.
Le thermocouple de régulation a été posé sur la surface de l’éprouvette. En effet, la
température cible correspond à la température de surface de l’éprouvette et non de l’air du
four.
Figure 66 Four électrique de dimensions 1100 x 1500 x 1000 mm
106
2 Méthodes
2.1 Mesure des propriétés physiques après chauffage
Mesures de la perte de masse et des porosités à l’éthanol et sous
pression de mercure
Perte de masse
Durant le chauffage le béton perd une masse liée au départ de l’eau libre contenue dans les
capillaires, de l’eau liée présente dans les hydrates, ainsi qu’à d’autres phénomènes comme
la décarbonatation.
Les éprouvettes ont subi deux différents cycles de traitement thermique :
1. Les cycles de 300°C jusqu’à 900°C afin de déterminer les propriétés
mécaniques des bétons (formulations de bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60);
2. Les cycles de 200°C jusqu’à 500°C pour étudier les propriétés physiques,
thermiques, hydriques et la microstructure des bétons (formulations de bétons
Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60).
Suite à ces chauffages, deux suivis indépendants de perte de masse sont réalisés. Dans le
premier cas, la pesée de sept éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm avant et après le chauffage
a été effectué. Dans le deuxième cas, la perte de masse a été mesurée sur les disques de 5 cm
de hauteur et de 15 cm de diamètre qui ont servi par la suite aux essais de perméabilité. La
perte de masse a été déterminée d’après le protocole indiqué dans le Chapitre 3.
Masse volumique et porosité à l’éthanol
Les essais de porosité et de la masse volumique ont été effectués avec de l’éthanol, afin
d’éviter une réhydratation de la pâte de ciment chauffée. La porosité accessible à l’éthanol
est inférieure à la porosité accessible à l’eau du fait de la taille de la molécule d’éthanol, plus
importante que celle de l’eau. D’après Laneyrie (Laneyrie 2014) l’écart entre la porosité à
l’éthanol et la porosité à l’eau à la température ambiante est de 2,3 % (18 % - P à l’éthanol,
20,3 % - P à l’eau) pour un béton ordinaire recyclé de laboratoire avec un rapport E/C de 0,6.
La procédure de mesure est conforme à la norme NF P18-459 (AFNOR 2010). Des quarts
d’éprouvettes cylindriques de 15 cm de diamètre et de 5 cm de hauteur sont conservés dans
l’étuve à 80°C jusqu’à la masse constante. La masse est réputée constante lorsque deux pesées
successives réalisées à 24 h d’écart, avec la conservation dans l’étuve ne diffèrent pas de plus
de 0,05% entre elles (AFNOR 2010). Le corps d’épreuve est placé dans l’appareillage à vide. Le
vide est maintenu pendant 4 heures. Ensuite, l’échantillon est recouvert d’environ 20 mm
d’éthanol. La pression de 25 mbar est maintenue pendant 24 heures. Les pesées sont réalisées
immédiatement après le débranchement de la pompe et l’ouverture du récipient. Quatre
corps d’épreuve sont testés pour chaque type de béton.
107
La masse volumique sèche est calculée selon l’équation suivante :
𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑖𝑞𝑢𝑒 𝜌 = 𝑚𝑠𝑒𝑐 × 𝜌𝑒𝑎𝑢
𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚
La porosité P, exprimée en pourcentage volumique, est donnée par l’équation suivante :
𝑝𝑜𝑟𝑜𝑠𝑖𝑡é 𝑃 = 𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑒𝑐
𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚
× 𝜌𝑒𝑎𝑢 × 100
Avec :
𝑚𝑠𝑎𝑡 la masse d’échantillon saturé séché en surface. Après l’extraction du corps d’épreuve
de l’éthanol, l’échantillon est essuyé rapidement et soigneusement à l’aide d’un linge humide,
afin d’éliminer l’éthanol superficiel, sans toutefois retirer l’éthanol des pores. La difficulté de
cette procédure consiste à rendre la balance stable, car l’évaporation de l’éthanol en surface
est immédiate [g],
𝑚𝑠𝑒𝑐 la masse de l’échantillon sec après étuvage. La masse est mesurée après au moins 3 h
du refroidissement du corps d’épreuve dans le dessiccateur à 20 ± 2°C [g],
𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚 la masse de l’échantillon saturé immergé. Le corps d’épreuve est placé dans le système
de suspension de la balance hydrostatique et pesé complètement immergé à 0,01% près [g],
𝜌𝑒𝑎𝑢 la masse volumique de l’eau [g/cm3].
La mesure de la porosité à l’éthanol permet de déterminer la porosité totale de l’éprouvette,
mais ne permet pas de déterminer de manière quantitative la structure poreuse d’un solide,
par conséquent, afin de déterminer la distribution de la taille de pores, des mesures par
porosimètrie au mercure sont réalisées.
Porosité au mercure
Le principe de cette technique se base sur le comportement non-mouillant du mercure par
rapport au solide. Le mercure pénètre dans un réseau poreux sous une pression, donnée par
l’équation de Laplace :
𝑃 = 2𝜎. 𝑐𝑜𝑠𝜃
𝑅
Avec P la pression capillaire [MPa],
𝜎 la tension de surface du mercure (𝜎 = 0,48 N.m-1),
𝜃 l’angle de contact mercure-solide (𝜃 = 140°),
R le rayon d’accès au pore [m].
108
L’essai porosimètrique se déroule en deux phases : l’injection et le retrait du mercure. La
première phase d’injection ou drainage correspond à une montée en pression progressive qui
se traduit par un déplacement et un remplacement de la vapeur de mercure par le mercure
liquide, d’abord par remplissage des pores aux accès les plus larges, puis de ceux ayant des
accès de plus en plus petits. A chaque augmentation de pression, il est possible de déterminer
le volume de mercure injecté et ainsi de trouver la distribution de ce volume en fonction de la
pression.
La seconde phase correspond au relâchement de la pression. Le mercure liquide quitte le
réseau poreux et le milieu est progressivement imbibé par la vapeur de mercure en
commençant par les capillaires les plus fins. A la fin de cette procédure, une partie du mercure
n’est pas évacuée et reste dans les pores du matériau. Ce type de porosité est appelé
« piégée».
Les essais sont réalisés avec un porosimètre MICROMETRICS Autopore IV du laboratoire de
Génie Civil et géo-Environnement sur le site de l’école de Mines de Douai. L’exécution d’essai
se passe en deux étapes : premièrement sous basse pression et ensuite sous haute pression
jusqu’à 200 MPa. La gamme des pores mesurés est de 0,003 à 360 µm. Les échantillons de 2
cm3 sont séchés dans une étuve à 80°C jusqu’à la masse constante et ensuite placés dans le
pénétromètre. Les tailles de pénétromètre varient en fonction de la porosité totale
d’échantillon étudié.
Les données, issues de la manipulation sont traitées à l’aide des graphiques du volume cumulé
de mercure injecté en fonction de la distribution des rayons d’accès de pores. Le volume
cumulé de mercure est calculé en échelle logarithmique à partir des valeurs de pression
appliquée.
Les résultats de la porosimètrie mercure permettront de connaître la répartition du diamètre
de pores. La valeur de la porosité totale, donnée par cette technique est à priori moins
représentative que la valeur de porosité à l’eau réalisée sur de plus grands échantillons.
2.2 Mesures des propriétés de transfert en fonction du chauffage
Mesures de la perméabilité résiduelle
Les mesures de la perméabilité résiduelle ont été réalisées dans l’Institut de recherche en
Génie Civil et Mécanique sur le site de Saint-Nazaire.
Les essais de perméabilité ont été effectués conformément à la norme XP P18-463 (AFNOR
2011a). Les éprouvettes 15 x 30 cm sont découpées à l’aide d’une scie à eau en disques de 5
cm d’épaisseur en éliminant les extrémités, comme sur la Figure 67 (a). Ensuite, les corps
d’épreuve sont pesés.
Les éprouvettes non chauffées ont été présechées dans une étuve à 80°C jusqu’à la masse
constante, afin d’éliminer toute l’eau contenue dans l’échantillon. Les autres éprouvettes ont
109
été chauffées à 200, 300 et 500°C. A la fin de traitement thermique, tous les échantillons sont
pesés une dernière fois de manière à quantifier la matière perdue. Ensuite les échantillons
sont placés dans des sacs étanches pour préserver leur état hydrique.
Les faces latérales des corps d’épreuve ont été enrobées avec de l’aluminium autocollant
(Figure 67 (b)), afin de s’assurer que le flux de gaz traverse seulement les bases de l’éprouvette
(faces sciées).
Afin de déterminer la perméabilité apparente au gaz (azote), un dispositif CEMBUREAU a été
utilisé. Un échantillon de dimensions Ø 150 x 50 mm est introduit dans la machette en
polyuréthane repositionnée dans la cellule d’essai. Un disque métallique strié et placé en
dessous de l’éprouvette et les joints en caoutchouc sont placés par-dessus, afin d’améliorer
l’étanchéité entre les bords latéraux et le couvercle métallique. Une fois le corps d’épreuve
en place, nous remplissons la chambre à air de gaz jusqu’à la pression de 5 bar. La pression
latérale est supérieure à la pression d’injection pour assurer le maintien et l’étanchéité
latérale de l’éprouvette. L’éprouvette est prête à la mesure de la perméabilité apparente
après un temps de stabilisation.
Le principe de fonctionnement du perméamètre repose sur l’application d’une pression
constante à l’entrée de l’éprouvette et la mesure du débit de gaz (azote) à l’entrée et en sortie,
après la stabilisation de pression, lorsque le régime stationnaire est atteint. Les débits en
amont et en aval de l’échantillon ont été mesurés en utilisant les débitmètres massiques à
capacités différentes : 150 ml/min pour les bétons non chauffés et 2 l/min pour les bétons
chauffés. Ensuite la conversion du débit massique à un débit volumique a été réalisée.
La Figure 68 montre l’ensemble du dispositif de mesure de perméabilité au gaz. Les mesures
ont été réalisées à 20°C et à une humidité relative de 75 %. Trois disques différents par cycle
thermique sont testés avec cinq mesures pour chaque disque.
Figure 67 Découpage des éprouvettes pour les essais de perméabilité (a), échantillon après le sciage, enrobé de film aluminium (b)
(a)
(b)
110
La perméabilité apparente Ka est déterminée d’après la formule suivante :
𝐾𝑎 = 2 × µ × 𝑄 × 𝑙 × 𝑃𝑎𝑡𝑚
𝐴(𝑃12 − 𝑃𝑎𝑡𝑚
2 )
Avec µ la viscosité dynamique du diazote N2 [Pa.s],
Q le débit volumique du gaz à la sortie [m3/s],
Patm la pression atmosphérique [Pa],
𝑙 l’épaisseur du corps d’épreuve en [m],
A la section de l’échantillon en [m2],
P1 la pression absolue de gaz à l’entrée en [Pa].
La perméabilité intrinsèque Kint est déduite des perméabilités apparentes avec la correction
proposée par Klinkenberg :
Pmoy : 𝐾𝑎 = 𝐾𝑖𝑛𝑡(1 + 𝛽
𝑃𝑚𝑜𝑦)
Avec 𝛽 le facteur de Klinkenberg en [Pa], qui dépend du gaz utilisé et
Pmoy la moyenne de la pression absolue d’injection et de la pression absolue de sortie en [Pa].
La perméabilité intrinsèque Kint, ne dépendant que de l’écoulement visqueux, agit sur tout le
volume contenu dans le capillaire, ou sur toute la section droite considérée, tandis que la
Figure 68 Dispositif de mesure de perméabilité, vue globale
Bouteille de
gaz (azote)
Détendeur
Capteur de T°, P atm, HR
Système d’enregistrement des données
Cel
lule
CEM
BU
RA
U Débitmètres d’entrée et de sortie
111
perméabilité apparente Ka dépend aussi de l’écoulement par glissement et ne s’annule pas,
quelle que soit la dimension du rayon capillaire de pores (Figure 69).
Dans cette étude, la détermination de la perméabilité intrinsèque avec la correction de
Klinkenberg est faite graphiquement en traçant la régression linéaire des points
expérimentaux de perméabilité apparente Ka en fonction de l’inverse de la pression moyenne
1/Pmoy (Figure 69). Ce graphique s’obtient pour des pressions d’injection différentes : 2,6 ; 2,1 ;
1,7 ; 1,2 ; 1,1 bar.
Mesure des propriétés thermiques pendant le chauffage
Les transferts de chaleur dans les bétons ont lieu essentiellement par conduction. En régime
permanent, la conduction est régie par la conductivité thermique λ (W/mK) selon la loi de
Fourrier. En régime transitoire, la conduction est caractérisée par la diffusivité thermique a
(m2/s), qui représente la vitesse de réponse du matériau pour transmettre un signal de
température. Elle est reliée à la conductivité (λ) et à la chaleur massique Cp (kJ/(kg.K)) par
formule :
𝑎 = 𝜆
𝜌 × 𝐶𝑝
Avec 𝜌 la masse volumique du matériau [kg.m-]3,
Cp la capacité thermique massique du matériau en [kJ/(kg.K)].
Afin de mesurer l’évolution de ces paramètres en fonction de la température, un dispositif
Hot-Disk TPS 1500 (Thermoconcept), utilisant le principe de la méthode TPS (source plane
transitoire), est utilisé. Cette méthode consiste à appliquer sur un échantillon à l’équilibre
isotherme une perturbation thermique et à mesurer une température en fonction du temps.
R² = 0,9995
0
2E-15
4E-15
6E-15
8E-15
1E-14
1,2E-14
0,E+00 5,E-06 1,E-05 2,E-05 2,E-05
Ka(m
²)
1/Pm(1/MPa)
Kint
Ecoulement par glissement
Ecoulement visqueux
Ka
Figure 69 Exemple d'une perméabilité, mesurée après un chauffage à 500°C du béton de référence
112
La particularité de la sonde Hot Disk (TPS) repose sur l’utilisation à la fois comme source de
chaleur et sonde thermique. Nous mesurons la résistance de la sonde à partir du changement
du voltage à travers celle-ci pendant l’impulsion de chaleur. L’élément TPS qui a une résistance
plus grande qu’un thermocouple indépendant rend la mesure plus simple à mettre en œuvre.
Le Hot Disk permet de mesurer la conductivité et la chaleur spécifique volumique et déduire
la diffusivité thermique.
Le dispositif est composé d’un four de capacité 5 litres pouvant atteindre 1200°C et piloté par
le logiciel du Hot Disk, d’un ordinateur de mesure et d’une centrale d’acquisition automatique
de données à laquelle la sonde Hot-Disk est reliée (Figure 70 (a)). Dans le cadre de cette étude,
des sondes de type kapton de rayon 9,868 mm pour les essais à la température ambiante et
mica de rayon 14,610 mm pour les essais à hautes températures sont utilisées.
d
Les échantillons du béton sont des disques de 15 cm de diamètre et de 5 cm de hauteur coupés
en deux. Leurs surfaces ont été poncées pour permettre un bon
contact avec la sonde, qui sera en sandwich entre deux
échantillons (Figure 70 (b)).
Pendant le temps de maturation (90 jours minimum), les
éprouvettes 15 x 30 cm ont été gardées dans des sacs plastiques
avec des chiffons humides. A la fin de maturation, les éprouvettes
sont découpées à l’aide d’une scie à eau en disques d’environ 4,5
cm d’épaisseur et coupées en deux parties en enlevant 1 cm de
chaque côté, comme présenté sur la Figure 71. Après le
découpage les échantillons sont mis dans une étuve à 80°C
jusqu’à ce que leur masse soit stable (3 semaines environ). Avant
le test, les éprouvettes sont sorties de l’étuve pour le
Figure 70 Dispositif de mesure des propriétés thermiques (a), paire d'échantillons dans le four piloté par le logiciel du Hot Disk (b)
(a)
Four électrique
Centrale d’acquisition
Ordinateur
(b)
15 cm
1 cm
Figure 71 Découplage de l'éprouvette 15 x 60 cm pour les essais de la conductivité thermique
113
refroidissement et mis dans des sacs étanches pour préserver leur état hydrique. Les
éprouvettes sont prêtes à l‘essai lorsque leur température est égale à la température
ambiante.
Les propriétés thermiques ont été mesurées à chaud de la température ambiante jusqu’à
600°C et au refroidissement de 600°C jusqu’à la température ambiante (600°C – 20°C – 600°C).
Les mesures ont été réalisées toutes les 50°C avec une rampe de 0,5°C/min. Chaque valeur
retenue est la moyenne de 5 valeurs obtenues sur 2 échantillons de chaque béton. Un délai
d’une heure entre chaque mesure est imposé, afin d’éviter toute perturbation éventuelle due
à la mesure précédente. Les paramètres de réglage sont présentés dans le Tableau 13.
Tableau 13 Paramètres de réglage de l'essai de la conductivité thermique
Paramètres de réglage Valeurs
Puissance 0,8 watt
Durée de mesure 160 s
Suivi de la réponse thermique des éprouvettes
Lors du cycle de chauffage – refroidissement des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 de
900°C, nous avons prévu de mettre un thermocouple au centre (Tcentre) des éprouvettes 15
x 30 cm, ainsi qu’en surface (Tsurface) (Figure 72), afin de déterminer la différence de
température entre la surface et le centre de l’éprouvette (∆T = Tsurface – Tcentre).
Afin de s’assurer du bon positionnement du thermocouple au centre de l’éprouvette, nous
suivons une procédure rigoureuse. Tout d’abord il est nécessaire d’effectuer une ouverture
sur le bord latéral du moule en carton qui correspond au diamètre du thermocouple. Ensuite
nous remplissons le moule en béton à moitié (Figure 73 (a)) et insérons 7,5 cm de
thermocouple au centre du moule. Lorsque la deuxième moitié du béton est versée, le
thermocouple est fixé par le scotch à l’extérieur, comme montré sur la Figure 73 (b), pour une
meilleure fixation pendant la vibration.
Thermocouple
en surface
Thermocouple
au centre
30
cm
15
cm
15
cm
Figure 72 Disposition des thermocouples dans les éprouvettes 15 x 60 cm et 10x 10 x 40 cm
114
2.3 Observations microscopiques
La microscopie électronique à balayage est une technique d’observation fondée sur
l’interaction d’un faisceau électronique incident avec un échantillon. Cette interaction conduit
entre autres à l’émission d’électrons secondaires (Figure 74 (a)) et rétrodiffusés (Figure 74 (b))
que l’on utilise dans la formation des images point par point, ainsi qu’à l’émission de photons
X (Figure 74 (c)) caractéristiques des atomes sources qui permettent une analyse chimique
semi-quantitative par spectrométrie à dispersion d’énergie.
L’appareil utilisé pour cette étude est un modèle LEICA S430i avec une tension d’accélération
de faisceau de 15 à 20 KeV et un courant de sonde de 150 à 250 PA. Deux échantillons par
formulation ont été observés pour les températures de 80, 200 et 500°C. Les échantillons
séchés dans l’étuve (80°C) ou chauffés (200 et 500°C) sont immergés dans la résine après le
refroidissement et ensuite métallisés au nickel (Figure 75).
(c) (b) (a)
Figure 74 Interaction entre la matière et les électrons : électron secondaire (a), électron rétrodiffusé (b), rayon X (c)
Ouverture pour le
thermocouple
Figure 73 Processus d'installation du thermocouple au cœur de l'éprouvette : remplissage du moule à moitié (a), mis en place de thermocouple (b)
(a) (b)
115
2.4 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles
Essai de compression uniaxiale
Pour chacune des formulations et chaque
cycle de chauffage, quatre éprouvettes de
dimensions 11 x 22 cm sont surfacées au
soufre conformément à la norme NF EN
12390-324 (AFNOR 2003) ce qui permet un
parallélisme entre les surfaces opposées
évitant l’apparition d’un moment parasite
pendant l’essai. Une fois les éprouvettes
surfacées, il est nécessaire d’attendre au
moins deux heures pour réaliser l’essai
mécanique. Ensuite l’éprouvette est placée
sur la presse INSTRON de 3000 kN et chargée
de 0,5 MPa.s-1 jusqu’à la rupture (Figure 76).
Figure 75 Echantillons, mis dans la résine, métallisés au nickel et ensuite observés au MEB
500°C
200°C
80°C
Figure 76 Dispositif de mesure de la résistance mécanique
Ordinateur
Presse
hydraulique
116
Mesure du module d’élasticité
Le module d’élasticité statique est mesuré en conformité
avec la norme EN 12390-13 (AFNOR 2013). L’essai est
mené sur trois éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm (Figure
77) par formulation de béton et palier de température.
L’éprouvette est liée au bâti extensométrique par le biais
de six pointeaux à vis fixés sur les deux anneaux et faisant
entre eux un angle de 120°. Les anneaux sont reliés par
trois capteurs de type LVDT positionnés aussi à 120°
autour de l’éprouvette. Les capteurs mesurent les
déplacements verticaux avec une course de 2 mm d’une
précision de 1 µm. Ils sont reliés à un conditionneur
délivrant une tension électrique de 10 volts, lui-même relié
à un ordinateur pour l’enregistrement des données. La
distance entre deux anneaux est de 167 mm.
Après avoir déterminé le chargement maximal Fmax sur une autre éprouvette, trois cycles de
chargement – déchargement sont réalisés à un taux de chargement de 0,5 MPa/s et une
charge limite de 0,3Fmax. Le calcul du module d’élasticité se fait à partir du second cycle tout
en vérifiant que le module obtenu au troisième cycle ne diffère pas plus de 10 %.
Essai de traction par flexion
Les essais de traction sont réalisés conformément à la norme NF EN 12390-5 (2012) (AFNOR
2012c) sur un dispositif avec deux rouleaux supérieurs de distance 10 cm et deux rouleaux
inférieurs de distance 30 cm. Trois éprouvettes prismatiques de dimensions 10 x 10 x 40 cm
par formulation et palier de température ont été soumises à un chargement de 0,05 MPa/s
(Figure 78) jusqu’à la rupture. La charge maximale est enregistrée au cours de l’essai ainsi que
la courbe contrainte-déplacement. La résistance à la traction est obtenue par la formule
suivante : 𝜎𝑓 = 3𝐹
𝑎2 avec F désignant la valeur de la charge maximale appliquée à la rupture.
Figure 77 Dispositif expérimental pour la mesure du module d'élasticité
Figure 78 Dispositif expérimental pour l'essai de traction par flexion
10 cm
30 cm
117
3 Résultats expérimentaux et discussion
3.1 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante
Le Tableau 14 récapitule les propriétés des trois bétons étudiés (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-
60) à la température ambiante. Les performances mécaniques des bétons CS 60 n’ont pas été
mesurées.
Tableau 14 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante ou après séchage
Propriétés Créf(C) CS 60 CPPS 0.75-60
Porosité à l’éthanol,
[%]*
Moyenne 11,2 8,5 8,6
Ecart type 0,9 0,2 0,3
Pourcentage de
pores (porosité au
mercure), [%]*
< 0.1 µm 15 33 58
> 0.1 µm et < 5
µm
80 56 36
> 5 µm 5 11 6
Perméabilité
intrinsèque, [m2]*
Moyenne 4,5 E-17 2,9 E-17 4,5 E-17
Ecart type 1,2 E-17 1,1 E-17 3,9 E-17
Conductivité
thermique,
[W/m.K]*
Moyenne 2,0 2,2 2,3
Ecart type 0,0 0,0 0,0
Chaleur spécifique,
[kJ/kg.K]*
Moyenne 0,8 1,1 1,0
Ecart type 0,0 0,0 0,0
Diffusivité
thermique,
[mm2/s]*
Moyenne 1,0 1,0 1,0
Ecart type 0,1 0,0 0,0
Résistance à la
compression, [MPa]
Moyenne 65,2 79,0 81,3
Ecart type 0,7 2,4 08
Module d’élasticité,
[GPa]
Moyenne 45,9 - 50,9
Ecart type 0,1 - 1,0
Résistance à la
traction par flexion,
[MPa]
Moyenne 7,4 - 10,9
Ecart type 0,1 - 0,1
* - après séchage à 80°C
Porosité
La porosité des bétons de référence est plus élevée (11,2%) que celles des bétons CS 60 (8,5%)
et CPPS 0.75-60 (8,6%). Cette différence est due en partie à la substitution de granulat poreux
par les fibres métalliques. Mis à part l’ajout des fibres, seul le taux de superplastifiant a été
modifié d’une formule à l’autre. Il est possible que la diminution de porosité des bétons fibrés
118
soit également due à l’augmentation de la quantité de superplastifiant (V superplast. Créf(C) = 3,1 l,
V superplast. CS 60 = 8,8 l, V superplast. CPPS 0.75-60 = 9,2 l). La présence de superplastifiant réduit quelque
peu la porosité. En effet le superplastifiant permettant de mieux défloculer les grains de
ciment donne à priori une meilleure hydratation, donc une structure plus dense et une plus
petite porosité ((Khatib and Mangat 1999), (Sakai et al. 2006), (Hamami 2009)). Il est
intéressant de noter, qu’à la température ambiante, la présence de fibres polypropylène ne
semble pas avoir d’influence sur la porosité du béton; les deux bétons fibrés avaient la même
consistance (classe S3). D’après Alonso (Alonso, Flor-Laguna, and Sanchez 2013), les fibres de
polypropylène ont un effet hydrophobe qui les rend imperméables et ne génère pas de
porosité supplémentaire.
Les résultats de la porosité au mercure montrent que les bétons Créf(C) et CS 60 ont un réseau
poreux développé de dimensions > 0,1 µm et < 5 µm (80 % et 56 % de pores respectivement).
Cependant une part importante de pores du béton CPPS 0,75-60 (58 %) est de dimensions <
0,1 µm.
Perméabilité
Les bétons Créf(C), CPPS 0,75-60 ont des perméabilités similaires égales à 4,5E-17 m2 tandis
que le béton CS 60 présente une valeur légèrement inférieure à 2,9E-17 m2. Ces résultats ne
traduisent pas les différences de porosité observées entre les bétons fibrés et les bétons de
référence. Ceci peut s’expliquer par une moins bonne connectivité des pores du béton Créf(C)
par rapport aux deux autres bétons à température ambiante. En effet, la porosité à l’éthanol
est mesurée sous vide prend en compte la porosité piégée.
Propriétés thermiques
Les propriétés thermiques des bétons dépendent des propriétés thermiques de chacun de
leurs composants. Vu que le béton est constitué d’environ 70 % de granulat, ses
caractéristiques thermiques vont fortement dépendre de la conductivité et la diffusivité
thermiques de granulats. La conductivité thermique varie légèrement d’un béton à l’autre
(λCréf(C) = 2,0 W/m.K, λCS 60 = 2,2 W/m.K, λCPPS 0,75-60 = 2,3 W/m.K), tandis que la diffusivité
thermique ne varie pas (a = 1 m2/s). Les résultats des bétons de référence sont en accord avec
ceux rencontrés dans la littérature ((Najim 2004), (Mindeguia 2009), (Haniche 2011)). La
chaleur spécifique augmente légèrement avec l’ajout de fibres de polypropylène et/ou
métalliques de 0,8 MJ/m3.K à 1,1 MJ/m3.K.
Propriétés mécaniques
D’une manière générale, les performances mécaniques des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60 sont
meilleures que celle du Créf(C). Un écart significatif de 15 MPa en moyenne de la résistance à
la compression à la température ambiante est observé entre le béton fcCréf(C) = 65 ,2 MPa et
les deux bétons fibrés fcCS 60 = 79,0 MPa fcCPPS 0,75-60 = 81,3 MPa. Cette augmentation de
résistance liée aux fibres métalliques a déjà été observée par plusieurs auteurs ((Qian and
119
Stroeven 2000)(Peng et al. 2006), (Aydin et al. 2008), (Afroughsabet and Ozbakkaloglu 2015)).
Qian et al. (Qian and Stroeven 2000) ont remarqué une augmentation de la résistance à la
compression du béton contenant 0,6 %, soit 47,4 kg/m3 de fibres métalliques de 68 MPa à
80,8 MPa. Afroughsabet et al. (Afroughsabet and Ozbakkaloglu 2015) expliquent cette
augmentation de la résistance à la compression par la capacité des fibres métalliques à
empêcher l’ouverture de fissures et par la réduction du degré de concentration des
contraintes au point d’apparition de la fissure. Les auteurs rajoutent que les fibres métalliques
retardent l’évolution des fissures dans le béton.
Un effet bénéfique des fibres métalliques sur la résistance à la traction est remarqué pour les
bétons CPPS 0,75-60 (ft = 10,9 MPa) par rapport aux bétons de référence (ft = 7,4 MPa). Cette
augmentation de résistance à la traction liée aux fibres métalliques a déjà été observée par
plusieurs auteurs ((Chen and Liu 2004), (Aydin et al. 2008)).
Le module d’élasticité du béton de cocktail de fibres (ECPPS 0,75-60 = 50,9 GPa) est plus élevé que
celui du béton de référence (ECréf(C) = 45,9 GPa) de 10 %. Nous constatons également que la
résistance à la traction du Créf(C) (ftCréf(C) = 7,4 MPa) est plus faible que celle du béton CPPS
0,75-60 (ftCPPS 0.75-60 = 10,9 MPa) de 30 %.
3.2 Evolution des propriétés physiques en fonction du chauffage
Evolution de la perte de masse
Le Tableau 15 présente les résultats de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS
0,75-60 suite à la pesée de sept éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm avant et après le
chauffage. Le Tableau 16 récapitule les résultats de la perte de masse moyenne des bétons
Créf(C) et CPPS 0,75-60 après la pesée des disques de 5 cm de hauteur et de 15 cm de diamètre
destinés aux essais de perméabilité. L’analyse des résultats a mis en évidence la diminution
de masse suite à la sollicitation thermique.
Tableau 15 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de dimensions 15 cm x 30 cm
Bétons Cycles de chauffage - refroidissement
300°C 600°C 750°C 900°C
Créf(C) Perte (%) 5,9 7,9 9,2 19,8
Ecart type 0,1 0,1 0,3 0,4
CPPS 0,75-60 Perte (%) 5,2 7,0 8,7 17,6
Ecart type 0,1 0,1 0,2 0,8
120
Tableau 16 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de dimensions Ø 15 cm x 5 cm
Bétons Chauffage - refroidissement
80°C 200°C 500°C
Créf(C) Perte (%) 4,8 5,2 7,1
Ecart type 0,2 0,1 0,2
CS 60 Perte (%) 3,6 3,9 6,9
Ecart type 0,1 0,0 0,0
CPPS 0,75-60 Perte (%) 4,6 4,7 6,1
Ecart type 0,1 0,2 0,3
La Figure 79 présente les variations de perte de masse des éprouvettes Ø 15 x 30 cm à l’issue
des cycles de chauffage – refroidissement. Les pertes de masse sont très proches pour les deux
types des bétons étudiés.
Ente 20°C et 300°C, le béton de référence perd une quantité d’eau libre et liée plus importante
(5,9 %), que le béton de cocktail de fibres (5,2 %). Cette différence est liée à la variation de la
quantité d’eau totale initiale de ces deux bétons (Eau tot. Init.Créf(C) = 8,3 %, Eau tot. Init.CPPS 0,75-60 =
8,0 %). La différence de la quantité d’eau totale initiale de 0,3 % peut être due à la substitution
d’une partie de granulat par les fibres métalliques, qui sont imperméables.
La variation de perte de masse entre 20 et 300°C est de 5,2 % et 5,9 % pour les bétons CPPS
0,75-60 et Créf(C) respectivement. Cette perte de masse est essentiellement due au départ
de l’eau libre contenue dans les pores, de l’eau adsorbée à la surface des éléments solides et
de l’eau liée. Le Tableau 17 récapitule les teneurs en eau libre massiques avant chauffage,
ainsi que les quantités d’eau totale initiale, c’est-à-dire l’eau mis dans le malaxeur en prenant
0,0
5,9
7,99,2
19,8
0,0
5,27,0
8,7
17,6
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
0 150 300 450 600 750 900
Pe
rte
de
mas
se (
%)
T(°C)
Cref(C) CPPS 0,75-60
Figure 79 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement
121
en compte la teneur en eau des granulats, pour les trois bétons. Les bétons formulés sont
constitués de 8,0 % à 8,3 % d’eau totale initiale, nous pouvons constater qu’une partie
importante de cette eau s’évacue entre 20 et 300°C. Noumowé (Noumowé 1995) a constaté
une forte perte de masse entre 150 et 300°C, l’auteur explique ce phénomène par le départ
de l’eau contenue initialement dans les hydrates CSH.
Entre 300 et 600°C la perte de masse est relativement faible. Ce domaine correspond à la
deshydroxylation de la portlandite. La troisième partie de la courbe entre 600 et 750°C suit la
faible cinétique du domaine précédent. Les pertes de masse de 1,3 % et 1,7 % correspondent
au début de décomposition du carbonate de calcium. Le béton subit la plus forte perte de
masse entre 750 et 900°C qui est due à la décarbonatation des granulats calcaires (Ca CO3 →
CO2 + CaO). Une forte perte de masse entrainée par la décarbonatation est due à la plus
grande masse molaire de la molécule du CO2 (44 g) tandis que la masse molaire du H2O (18 g)
est moins élevée.
Tableau 17 Teneur en eau libre massique avant le chauffage et les quantités d'eau totale initiale des bétons Créf(C), CS 60 et
CPPS 0.75-60
Bétons Teneur en eau libre, [%] Eau totale initiale, [%]
Créf(C) 4,9 8,3
CS 60 5,2 8,0
CPPS 0,75-60 4,1 8,0
La Figure 80 présente une évolution de perte de masse des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-
60, mesurée sur les disques de Ø 15 cm et de 5 cm d’épaisseur. Les points obtenus sur cette
0
4,85,2
7,1
0
3,63,9
6,9
0
4,6 4,7
6,1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 100 200 300 400 500
Pe
rte
de
mas
se (
%)
T(°C)
Créf (C) CS 60 CPPS 0,75-60
Figure 80 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement (200 - 500°C)
122
courbe complètent les résultats de la Figure 79. Une diminution progressive de la perte de
masse est observée sur les deux graphiques (Figure 79, Figure 80).
A 80°C et 200°C, la perte de masse des bétons CPPS 0,75-60 est supérieure à celle des bétons
CS 60. Notons que la teneur en eau libre massique du béton CS 60 (W0 CS60 = 5,2%) est
supérieure à celle du béton CPPS 0,75-60 (W0 CPPS 0,75-60 = 4,1%). Nous constatons un retard
d’évacuation d’eau du béton de fibres métalliques. A 500°C, les bétons CS 60 et Créf(C)
présentent la même perte de masse.
Evolution de la masse volumique
La masse volumique apparente des bétons secs étudiés a été déterminée sur le béton durci
après 90 jours. Les valeurs présentées dans le Tableau 18 sont issus de la moyenne des
mesures effectuées sur au moins 4 échantillons par formulation. Les bétons ont été préséchés
à 80°C et chauffés à 200°C et 500°C. La masse volumique a été mesurée après le
refroidissement.
Les bétons fibrés présentent une masse volumique plus élevée que le béton de référence.
Cette variation est due à la densité plus élevée des fibres métalliques (7,9 g/cm3).
Tableau 18 Masse volumique apparente des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
T (°C) Bétons Masse volumique (𝝆d)
(kg/m3) Ecart type
80
Créf(C) 2218 15,5
CS 60 2323 22,5
CPPS 0,75-60 2322 7,0
200
Créf(C) 2230 18,6
CS 60 2347 3,4
CPPS 0,75-60 2332 6,9
500
Créf(C) 2148 8,6
CS 60 2267 12,1
CPPS 0,75-60 2290 9,7
Evolution de la porosité à l’éthanol
Le Tableau 19 présente les valeurs moyennes des porosités, réalisées sur quatre échantillons
pour chaque gamme de température et chaque type de béton. La porosité relative est
déterminée par rapport à la valeur initiale de 80°C.
La porosité des bétons augmente en fonction de la température. La Figure 81 présente une
évolution de la porosité absolue (a) et une évolution de la porosité relative (b) des bétons
Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température. Pour les bétons fibrés, la
porosité varie peu à 80°C. Entre 80°C et 200°C, la porosité relative augmente de 7 % en
moyenne. En absolu, les bétons CPPS 0,75-60 subissent une augmentation de porosité un peu
123
plus importante que les bétons Créf(C) et CS 60, mais la différence reste comprise dans l’écart
type. Après 200°C, la porosité à l’éthanol des bétons fibrés (CS 60 et CPPS 0,75-60) s’accroît
notablement plus vite que celle des bétons sans fibres (Créf(C)). Les valeurs absolues des
bétons CPPS 0,75-60 et CS 60 sont très proches sur toute la gamme de température.
Tableau 19 Porosités moyennes des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0.75-60
T (°C) Bétons Porosité
(%) Ecart type Relative
80 Créf(C) 11,2 0,9 100
CS 60 8,5 0,2 100
CPPS 0,75-60 8,6 0,3 100
200 Créf(C) 11,8 0,6 106
CS 60 9,0 0,6 106
CPPS 0,75-60 9,5 0,1 110
500 Créf(C) 15,6 0,6 139
CS 60 14,0 0,4 165
CPPS 0,75-60 14,3 0,4 166
Entre 200°C et 500°C la porosité absolue augmente de 4,9 % en moyenne pour les bétons
fibrés et de 3,8 % pour le béton de référence. L’augmentation de porosité va de pair avec la
perte de masse ; jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres est observée
tandis qu’entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent plus rapidement.
La différence de porosité totale entre les bétons CPPS 0,75-60 et CS 60 est faible et apparait
dès 200°C. Celle-ci n’est pas plus importante à 500°C (Figure 81 (a)). L’écart de porosité est
supérieur au volume occupé par les fibres de polypropylène dans le béton CPPS 0,75-60 qui
est de 0,1 %. Cette différence peut être due à la densité de microfissures générées par les
fibres durant la fusion. D’après (BHP 2000), les fibres de polypropylène se dilatent de l’ordre
de 10 %.
En se basant sur les essais de la porosité à l’éthanol après les paliers de 200°C et 500°C, il serait
difficile de conclure sur l’impact des fibres de polypropylène en fonction de température.
124
Evolution de la porosité au mercure
La porosimètrie au mercure permet de déterminer la distribution porale au sein de
l’échantillon, ainsi que la morphologie du réseau poreux. La Figure 82 présente un exemple
des courbes d’intrusion /extrusion cumulées en fonction du diamètre des pores en µm. Le
diamètre médian correspond à la ligne des 50 % sur la courbe d’intrusion cumulée en % et de
diamètre de pore en µm, comme montré sur la Figure 83. La différence entre l’injection et le
retrait donne une valeur du piégeage du mercure dans le réseau poreux ; cette différence est
illustrée sur la Figure 82. La répartition des volumes injectés dans la porosité libre et piégée
est directement liée à la géométrie du réseau poreux et permet d’apprécier son
hétérogénéité.
Figure 81 Evolution de la porosité absolue (a) et relative (b) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
6
8
10
12
14
16
80 200 500
Po
rosi
té (
%)
T(°C)
Cref(C) CPPS 0,75-60 CS 60 (a)
80
100
120
140
160
180
80 200 500
Po
rosi
té r
ela
tive
PT/
P8
0(%
)
T (°C)
Cref(C) CS 60 CPPS 0,75-60
(b)
125
Le Tableau 20 présente le diamètre médian d50, la quantité de la porosité piégée, ainsi que le
pourcentage de pores divisé en trois classes (Bourgès et Vergès-Belmin 2008) :
Pores de Ø < 0,1 µm (les pores où la condensation capillaire a lieu)
Pores de Ø > 0,1 µm et < 5 µm (les pores capillaires)
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0
0,005
0,01
0,015
0,02
0,025
0,03
0,035
0,04
0,0010,010,11101001000
Intr
usi
on
-Lo
g D
iffé
ren
tie
l en
ml/
g
Intr
usi
on
cu
mu
lée
en
ml/
g
Diamètre de pore en µm
CPPS - 200°C - Mesure 2
Intrusion
Extrusion
Intrusion - LogDifférentiel
Figure 82 Evolution de courbes d'intrusion - extrusion cumulées et intrusion différentielle en fonction du diamètre des pores pour le béton CPPS 0,75-60, chauffé à 200°C
P piégée
Figure 83 Courbe de détermination du diamètre médian
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000
Intr
usi
on
cu
mu
lée
, (%
)
Diamètre de pore, (µm)
Cref 1 Intr
Cref 2 Intr
СPPS 1 Intr
СPPS 2 Intr
CS 60 1 Intr
CS 60 2 Intr
D 50
126
Pores de Ø > 5 µm (les pores où le transport de l’eau suit la loi de Darcy)
Pour les températures 80°C et 200°C, une moyenne des deux valeurs est prise en compte,
tandis que pour la température de 500°C seulement la deuxième mesure s’est avérée
correcte.
Tableau 20 La distribution porale, le diamètre médian et la porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
La Figure 84 présente la distribution de diamètres des pores en fonction de la température
pour trois types de bétons : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60. Entre 80°C et 200°C, le diamètre
médian des pores des trois bétons varie entre 0,06 µm et 0,1 µm.
Le béton de référence Créf(C) présente une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 404,650
µm pour trois températures : 80, 200 et 500°C. Il faut noter que le minimum et le maximum
de répartition porale correspondent à la plage de mesure de l’appareil, il est donc possible
que le béton contienne des pores inférieurs ou supérieurs de la plage de mesure. A 80°C, le
béton de référence Créf(C) possède un réseau poreux bimodal avec une majorité de pores (80
%) de dimensions > 0,1 µm et < 5 µm. A 200°C, le réseau reste bimodal avec la proportion des
pores de Ø inférieurs à 0,1 µm comprise entre 15 et 23 %. Il est possible que cette
augmentation soit due à la connexion des pores capillaires par la microfissuration. A 500°C, le
réseau de pores de Créf(C) devient multimodal. La part de pores de Ø supérieurs à 5 µm
T°C
Béton
Pourcentage de pore D 50
Porosité piégée < 0,1
µm
> 0,1
µm et <
5 µm
> 5
µm
% µm % Ecart entre
deux essais
80°C Créf(C) 15 80 5 0,10 39,4 0,01
CS 60 33 56 11 0,06 37,2 0,01
CPPS 0,75-60 58 36 6 0,06 30,2 0,02
200°C Créf(C) 23 69 8 0,09 39,5 0,01
CS 60 25 63 12 0,07 45,2 0,03
CPPS 0,75-60 13 68 19 0,07 35,9 0,06
Mesure 2
500°C Créf(C) 31 51 18 0,55 23,5 -
CS 60 35 53 12 0,28 36,5 -
CPPS 0,75-60 35 36 29 0,43 36,6 -
127
augmente jusqu’à 18 %. Nous distinguons l’apparition des pics à 1,6 ; 8,0 et 20,2 µm qui serait
attribuable à la fissuration supplémentaire du béton.
Le béton CS 60 présente une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 403,31 µm (limites de
capacité d’appareil de mesure) pour ces trois températures. A 80°C et à 200°C, la majorité de
pores est entre 0,1 µm et 5 µm et se présente sous forme d’un réseau unimodal. A 500°C,
nous ne distinguons pas l’apparition des pics à 1,6 ; 8,0 et 20,2 microns comme pour le béton
Créf(C).
Le béton CPPS 0,75-60 possède une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 402,33 µm (limites
de capacité d’appareil de mesure) avec un réseau bimodal. A 80 °C, les pores capillaires (< 0,1
µm) présentent 58 % de la quantité des pores totaux. Comme pour le béton CS 60 et
contrairement au béton Créf(C), nous n’observons pas de nouveaux pores autour de 1 µm.
Cependant, dès 200°C l’apparition de pores de tailles importantes (>10µm) commence à
s’observer et l’on observe un pic très net à 500°C autour de 17 µm. L’ajout de 0,75 kg/m3 de
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
Intr
usi
on
de
mé
rcu
red
iffe
ren
tie
lle (
mL/
g)
Diamètre d'éntrée de pore (µm)
Créf 80°C CS 60 80°C CPPS 80°C
Créf 200 °C CS 60 200 °C CPPS 200 °C
Créf 500 °C CS 60 500 °C CPPS 500 °C
Figure 84 Distribution du diamètre d'accès des pores en fonction de température pour les trois bétons: Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
128
fibres de polypropylène génère, entre les températures 200 et 500°C, une famille de pores de
fort diamètre qui pourrait correspondre au diamètre des fibres de polypropylène (32 µm).
La présence des fibres impacte la structure du réseau poreux, notamment entre 200°C et
500°C, lors du chauffage les fibres métalliques semblent limiter l’apparition de pores compris
entre 1 et 10 microns. Les évolutions de la distribution porale après chauffage des deux
bétons fibrés CS 60 et CPPS 0,75-60 sont similaires en dessous de 10 microns, mais la présence
de fibres de polypropylène génère l’apparition de pores supplémentaires de grandes tailles
dans les bétons CPPS 0,75-60.
Moyennant les courbes d’intrusion de mercure des deux échantillons testés par type de béton,
le diamètre médian des trois bétons est déterminé (Figure 85). La valeur du diamètre médian
ne varie pratiquement pas pour les trois bétons à 80 et 200°C (0,1 µm). En outre, le diamètre
médian du béton Créf(C) reste plus élevé. A la température de 500°C, le béton de référence
possède le diamètre médian le plus élevé de 0,55 µm. Le plus petit diamètre médian
appartient au béton CS 60 (0,28µm).
Les porosités libres et piégées au sens de l’injection-retrait du mercure caractérisent une
fraction de la porosité en fonction de son comportement vis-à-vis des fluides mouillants. La
porosité libre se sature en fluide mouillant et celui-ci sera totalement restitué lors de la
désaturation du milieu. La porosité piégée a un comportement différent, car soit elle ne se
sature pas en fluide lors de l’imbibition du milieu, soit elle ne restitue pas les fluides lors du
drainage (Bousquie 1979). Un fort pourcentage de porosité piégée peut indiquer que les pores
sont mal « connectés », le réseau pouvant être schématisé en macropores connectés entre
eux par des petits pores capillaires.
La Figure 86 présente la porosité piégée des trois bétons : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en
fonction de la température. A 80°C les bétons Créf(C) et CS 60 ont une part de porosité piégée
Figure 85 Diamètre médian (d50) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 en fonction de la température
80°C 200°C 500°C
Créf (C) 0,10 0,09 0,55
CS 60 0,06 0,07 0,28
CPPS 0,75-60 0,06 0,07 0,43
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
Dia
mèt
re (
µm
)
Température (°C)
Créf (C)
CS 60
CPPS 0,75-60
129
plus importante que le béton CPPS 0,75-60. A 200°C, pour les bétons contenant des fibres
métalliques, la part de porosité piégée augmente au détriment de la porosité libre. A 500°C,
la part de porosité piégée diminue pour l’ensemble des bétons, mais reste sensiblement plus
élevée pour les bétons fibrés. Cette diminution de la porosité piégée avec l’augmentation de
la porosité totale à 500°C (Figure 86) est conforme à ce qui est généralement observé dans la
littérature. Ce qui peut paraitre plus surprenant est l’augmentation de porosité piégée entre
80°C et 200°C pour les bétons contenant les fibres métalliques. La présence des fibres modifie
la géométrie et la morphologie du réseau poreux. La comparaison des bétons Créf(C) et CS 60
montre que les fibres métalliques limitent l’apparition de pores « intermédiaires » d’un
diamètre proche d’un micron. Ces pores seraient attribuables à un réseau de microfissures de
retrait de la pâte ou à l’interface pâte granulat. L’absence de ces pores « intermédiaires » peut
augmenter l’hétérogénéité du réseau et augmenter la part de porosité piégée, au sens de
l’injection-retrait du mercure.
3.3 Observations de la microstructure
La Figure 87 présente les micrographies obtenues au MEB sur des échantillons de bétons
Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C. Les endommagements des trois matrices ne
sont pas significatifs. La microfissuration du béton CPPS 0,75-60 est observée dès 200°C,
cependant le béton CS 60 ne présente pas de microfissuration. Ce résultat est corrélé avec les
résultats de perméabilité : la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 est plus élevée que celle du
béton CS 60. La Figure 88 présente les micrographies obtenues au MEB sur des échantillons
des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C. Les matrices des bétons Créf(C)
et CPPS 0,75-60 à 500°C sont plus endommagées à 500°C qu’à 200°C. Nous pouvons
remarquer sur la Figure 88 (a) que le béton de référence Créf(C) a une matrice plus fissurée
Figure 86 Porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de température
80°C 200°C 500°C
Créf (C) 39,38 39,53 23,46
CS 60 37,17 45,19 36,51
CPPS 0,75-60 30,24 35,93 36,58
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
30,00
35,00
40,00
45,00
50,00
Po
rosi
té, %
Température (°C)
Créf (C)
CS 60
CPPS 0,75-60
130
que les bétons fibrés. En plus des fissurations intra granulaires sont observées. Les fissures se
forment à l’interface pâte/granulat ainsi que dans la pâte.
A 500°C, les bétons CS 60 (Figure 88 (b)) ont une matrice peu fissurée. Une faible fissuration
des bétons CS 60 est à relier à la présence de fibres métalliques, qui reprennent les efforts de
traction et limitent l’ouverture de fissures.
En ce qui concerne les bétons CPPS 0,75-60, les vides laissés par les fibres de polypropylène
sont reliés entre eux par des microfissures ce qui permet une connexion du réseau poreux.
Ces microfissures peuvent s’expliquer par la dilatation de la fibre (10 %) lors de la fusion, ce
qui génère des contraintes et par la suite une formation de fissures. Les fissures radiales aux
granulats telles que l’on peut les observer dans le béton de référence sont moins nombreuses.
(Figure 88 (c)).
Après le chauffage ISO 834, les fibres sont devenues cassantes. Cette perte de résistance qui
a également été notée après chauffage lent à 900°C (Figure 89), est possiblement due à
l’oxydation (500°C) et ensuite à la corrosion (700°C) de la fibre.
500°C (b) 500°C
Figure 88 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C
(c)
500°C
Lits de fibre de
polypropylène
(a) (b) 200°C 200°C 200°C
Figure 87 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C
(c) (a)
131
Piasta (Piasta 1989) a présenté une étude comparée de déformation thermique de la pâte de
ciment à celle du béton avec des granulats d’origines variées. Lors du chauffage, la pâte du
béton se rétracte, tandis que le granulat se dilate. L’évolution opposée des granulats et de la
pâte de ciment provoque à l’interface pâte-granulats des incompatibilités de déformations.
Les contraintes de compression au niveau de granulats et les contraintes de traction au sein
de la pâte engendrent la fissuration de béton. Dans notre cas, les fibres métalliques se
comportent de façon similaire aux granulats, avec même une plus forte augmentation du
coefficient de dilatation avec la température. L’incompatibilité des déformations entre la pâte
et la fibre métallique provoque des microfissures qui commencent à apparaitre, et entrainent
une décohésion partielle de la fibre avec la pâte à 500°C (Figure 90). A hautes températures,
l’acier se dilate d’environ 12*10-6 K-1, tandis que la pâte de ciment est en retrait à partir de
150°C.
Figure 89 Images par microscope binoculaire. Mise en évidence de la corrosion de la fibre métallique à 900°C
Fibre métallique 900°C
c
900°C
c
132
3.4 Evolution des propriétés de transfert
Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle
Afin d’estimer l’influence de la matrice cimentaire sur l’évolution des propriétés de transfert
des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 à des différents cycles thermiques, nous avons
procédé à des essais de perméabilité au gaz (azote). Les résultats obtenus sont présentés dans
le Tableau 21.
Figure 90 Microscope électronique à balayage, interface pâte/fibre métallique dans les bétons chauffés à 80°C (a), à 200°C (b) et à 500°C (c)
500°C
80°C 200°C
Fissurations
133
Tableau 21 Perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
La Figure 91 présente la variation de la perméabilité intrinsèque résiduelle des compositions
Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température.
Quelle que soit la formulation du béton, la perméabilité intrinsèque augmente avec l’élévation
de température. Après le séchage à 80°C, les trois bétons ont des perméabilités très voisines
de kint Créf = 4,5x10-17 m2, kint CS60 = 2,9x10-17 m2, kint CPPS 0,75-60 = 4,5x10-17 m2. A 200°C les
perméabilités des bétons Créf(C) et CS 60 n’évoluent pas significativement (5,9x10-17 m2 et
5,8x10-17 m2 respectivement), cependant la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 augmente de
Bétons Température (°C) K int (m2) Ecart-type K int T/K int
80°C (%)
Céf(C)
80 4,5E-17 1,2E-17 100,0
200 5,9E-17 2,4E-17 132,6
300 23,0E-17 3,8E-17 524,3
500 120,0E-17 4,4E-17 2621,7
CS 60
80 2,9E-17 1,1E-17 100,0
200 5,8E-17 3,5E-17 200,0
300 4,0E-17 6,5E-17 1362,1
500 110,0E-17 0,0E+00 3741,4
CPPS 0,75-60
80 4,5E-17 3,9E-17 100,0
200 21,0E-17 10,0E-17 479,4
300 83,0E-17 5,8E-17 1857,7
500 120,0E-17 15,0E-17 2674,2
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 100 200 300 400 500
ka*1
0-1
7(m
2 )
T (°C)
Créf(C) CS 60 CPPS 0,75-60
Figure 91 Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0,75-60 en fonction de la température
134
4,3x10-16 m2. Dès 200°C, les fibres de polypropylène semblent favoriser la connectivité entre
les pores. A 300°C, la valeur de la perméabilité des bétons CPPS 0,75-60 continue de croître
jusqu’à 8,3x10-16 m2. La perméabilité des bétons de référence et des bétons de fibres
métalliques croît faiblement (2,3x10-16 m2 et 4,0x10-16 m2 respectivement). A 500°C, le béton
contenant les fibres métalliques seules montre une perméabilité très légèrement plus faible
que celle des deux autres bétons (kint Créf = 1,2x10-15 m2, kint CS60 = 1,1x10-15 m2, kint CPPS 0,75-60 =
1,2x10-15 m2).
Les fibres de polypropylène ont une nette influence sur l’augmentation de la perméabilité à
200°C et 300°C qui correspond à la plage de température où les transferts de masse et par
conséquent les gradients de pression sont les plus importants. Le risque d’instabilité
thermique est ainsi diminué puisqu’une plus forte perméabilité limite les augmentations de
pression de vapeur et d’eau liquide. L’impact des fibres de polypropylène est plus visible sur
les valeurs de perméabilité que sur les valeurs de porosité totale (Figure 81). En effet, le
volume poreux est concentré dans la partie très restreinte de l’espace qui est occupé par le
liant, de sorte que la porosité intrinsèque du liant est beaucoup plus élevée. Ainsi une faible
augmentation de porosité du béton peut donner lieu à une amélioration de l’interconnexion
des pores beaucoup plus importante à priori que si le même volume poreux était
uniformément réparti dans l’espace. Il est possible que l’application d’une forte pression lors
des essais de perméabilité ait généré un endommagement supplémentaire du béton.
Contrairement à ce à quoi l’on pourrait s’attendre, la perméabilité des bétons CS 60 n’est pas
moins élevée que celle du béton de référence à 200°C et 300°C. La modification du réseau
poreux liée aux fibres métalliques et observée sur les résultats de porosimètrie mercure ne
semble pas avoir d’impact sur les valeurs de perméabilité à ces températures-ci.
Mindeguia (Mindeguia 2009) a montré que l’addition des fibres de polypropylène de 2 kg/m3,
peut augmenter la perméabilité de béton de 6 à 7 fois après leur fusion (à partir de 250°C).
L’auteur explique cela par l’augmentation de la porosité des bétons due à la fusion des fibres,
et également par la création possible de fissures autour des fibres, permettant de créer un
réseau connecté. Haniche (Haniche 2011) a aussi remarqué une importante augmentation de
la perméabilité des BHP avec des dosages de 1 ; 1,5 ; 2 ; 2,5 kg/m3 de fibres de polypropylène.
L’auteur note que la perméabilité des bétons augmente significativement à 150°C (de 9,66E-
17 à 170,41E-17 m2) avec un fort dosage de fibres de polypropylène (2,5 kg/m3). La valeur
d’augmentation de perméabilité obtenue est cohérente en regard de la plus faible quantité
de fibres polypropylène (0,75 kg/m3) du béton CPPS 0,75-60.
Les perméabilités résiduelles mesurées ne sont pas forcément représentatives des
perméabilités du béton en température notamment entre 150°C et 300°C. Les migrations
d’eau, les phénomènes d’évapo-condensation sont à l’origine de la formation d’une zone
saturée (bouchon hydraulique) qui diminue la perméabilité effective du béton lors du
chauffage.
135
Evolution des propriétés thermiques
Les mesures des caractéristiques thermiques (conductivité, diffusivité, chaleur spécifique)
permettent d’évaluer la distribution de la température au sein de l’échantillon et les
contraintes résultant du gradient thermique.
Conductivité thermique
Les résultats expérimentaux de la conductivité thermique sont présentés dans le Tableau 22
avec des faibles écarts types de l’ordre de 0,01-0,02. La conductivité thermique à 20°C est
mesurée sur des éprouvettes préséchées dans l’étuve à 80°C et ensuite refroidies dans des
sacs étanches. Durant le cycle chauffage - refroidissement des perturbations des mesures sont
remarquées entre 350°C et 450°C, ceci est dû à une transition de phase solide/solide
réversible du Nickel de la sonde se produisant entre 360°C et 420°C.
136
Tableau 22 Conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température
T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type
W/m.K
Ch
auff
age
20 2,3 0,0 2,2 0,0 2,0 0,0
50 2,2 0,0 2,2 0,0 1,9 0,0
100 2,2 0,0 2,2 0,0 1,8 0,1
150 2,1 0,0 2,0 0,0 1,8 0,1
200 2,0 0,1 1,9 0,0 1,7 0,0
250 1,9 0,1 1,8 0,0 1,6 0,0
300 1,7 0,1 1,7 0,0 1,5 0,0
350 Transition de la phase de la sonde en Nickel
400
450 1,5 0,0 1,7 0,0 1,3 0,0
500 1,4 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0
550 1,4 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0
600 1,2 0,0 1,2 0,0 1,1 0,1
T [°C] CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type
W/m.K
Re
fro
idis
sem
en
t
550 1,3 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0
500 1,3 0,0 1,4 0,0 1,1 0,0
450 1,5 0,0 1,5 0,0 1,2 0,0
400 Transition de la phase de la sonde en Nickel
350
300 1,6 0,1 1,4 0,0 1,2 0,0
250 1,7 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0
200 1,8 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0
150 1,8 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0
100 1,8 0,0 1,5 0,0 1,5 0,0
50 1,8 0,0 1,5 0,0 1,6 0,0
20 1,8 0,0 1,5 0,0 1,6 0,0
L’analyse de la Figure 92 montre que la conductivité thermique des bétons baisse avec la
température. Elles ne retrouvent cependant pas leur valeur initiale montrant ainsi une
hystérésis. Il est important de noter qu’une modélisation thermique du béton ne doit pas
prendre en compte une valeur unique de conductivité par niveau de température, mais doit
tenir compte de l’historique du chargement thermique.
137
La diminution de la conductivité avec la température pour tous les bétons est liée à
l’augmentation de l’énergie moyenne des particules, appelées « phonons ». En effet, en
chauffant le matériau, le nombre de phonons augmente, et la quantité des collisions entre
eux croit également. Le libre parcours moyen (distance entre les deux collisions) diminue. De
ce fait, nous remarquons à l’inverse un gain de la conductivité thermique au refroidissement :
le nombre des collisions entre les phonons diminue et la conductivité augmente. La dilatation
des granulats au cours du chauffage est réversible, ce qui peut aussi contribuer à expliquer le
gain de conductivité lors du refroidissement.
La courbe d’évolution de la conductivité thermique donnée par l’Eurocode 2 (EUROCODE 2
2004), mesurée durant le chauffage, est positionnée en dessous de nos valeurs au-delà de
150°C. Nguyen (Nguyen 2013) a conclu que l’Eurocode semble minorer la conductivité
thermique du béton s’il est séché.
Figure 92 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de température
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
0 100 200 300 400 500 600
Co
nd
uct
ivit
é t
he
rmiq
ue
[W
.m.-
1.K
-1]
T [°C]
CPPS 0,75-60 ↑ CS 60 ↑
Créf(C) ↑ Eurocode 2, AN
138
L’analyse de la Figure 93 montre que la conductivité thermique des bétons augmente au
refroidissement. Peu de résultats existent sur l’évolution de la conductivité thermique durant
la phase de refroidissement. Jansson (Jansson 2004) a réalisé des essais de conductivité sur
les éprouvettes de béton autoplaçant préséchées à 105°C au chauffage et refroidissement.
Pendant la phase de refroidissement, trois mesures à 500°C, 200°C et 20 °C témoignent d’un
léger gain d’environ 0,1 W/m.K.
L’hystérésis observée entre le chauffage et le refroidissement s’explique par l’irréversibilité
des réactions qui amènent à la détérioration du matériau, comme le départ de l’eau
physiquement et chimiquement liée, l’apparition de microfissures au-delà de 300°C.
Les valeurs de conductivité thermique des bétons fibrés sont plus élevées que celles du béton
de référence à température ambiante. Les plus fortes conductivités des bétons CPPS 0,75-60
et CS 60 s’expliquent par la présence des fibres en acier dont la conductivité est plus élevée
(60 W/m.K) et par la plus faible porosité des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. L’écart de
conductivité entre les bétons avec ou sans les fibres métalliques et sans fibres métalliques
diminue un peu avec l’augmentation de la température. En effet, la conductivité thermique
des bétons fibrés diminue plus rapidement avec la température que la conductivité thermique
du béton de référence. Par exemple l’écart entre λ Créf(C) et λ CPPS 0,75-60 à 20°C et 600°C a
diminué de 0,1 W/m.K.
La perte moyenne de la conductivité thermique de 20°C à 600°C pour les bétons Créf(C), CS
60 et CPPS 0,75-60 est d’environ 1,85E10-3 W/m²K, 1,25E10-3 W/m²K et 1,25E10-3 W/m²K
respectivement pour 100°C.
Les valeurs relatives « à chaud » de la conductivité thermique (λ600/ λ20) durant la phase de
chauffage se trouvent dans la même gamme pour les trois bétons : λ600/ λ20 init. Créf(C) = 55,0%,
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
0 100 200 300 400 500 600
Co
nd
uct
ivit
é t
he
rmiq
ue
[W
.m.-
1.K
-1]
T [°C]
CPPS 0,75-60 ↑ CPPS 0,75-60 ↓
CS 60 ↑ CS 60 ↓
Créf(C) ↑ Créf(C) ↓
Figure 93 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 au chauffage et refroidissement
139
λ600/ λ20 init. CS 60 = 54,5%, λ600/ λ20 init. CPPS 0,75-60 = 52,2%. En effet, la conductivité mesurée à 600°C
diminue d’environ 45 % de sa valeur initiale. Une différence importante s’observe pour la
conductivité relative résiduelle : les valeurs mesurées après refroidissement sont plus élevées
que celles mesurées à chaud et inférieures aux valeurs initiales (λ20 résid. Créf(C /λ20 init) = 80,0 %,
λ20 résid. CS 60/λ20 init = 68,1 %, λ20 résid. CPPS 0,75-60 /λ20 init = 78,3 %). Ce gain a été également observé
par Jansson (Jansson 2004) et Mindeguia (Mindeguia 2009) en utilisant le même matériel
expérimental. Aucune explication n’est proposée.
En se basant sur la différence des valeurs « à chaud » et résiduelles lors des essais de la
conductivité thermique, nous pouvons penser que les mesures de perméabilité résiduelles ne
retranscrivent pas avec exactitude la capacité de transfert hydrique à chaud. D’après
Medjigbodo (Medjibodo 2014), la perméabilité apparente des bétons maintenus à 140°C
double par rapport à la perméabilité résiduelle (ka 140°C = 9,7E-17 m2, ka 20°C = 6,1E-17m2).
Une baisse de la conductivité thermique et l’augmentation de la perméabilité des bétons sont
liées en partie à l’augmentation de la porosité totale au cours de la sollicitation thermique.
Chaleur spécifique
La chaleur spécifique, ou capacité thermique massique, détermine la quantité d’énergie à
apporter pour élever d’un degré la température d’une unité de masse donnée d’un composé.
Le Tableau 23 présente la capacité thermique volumique et le Tableau 24 présente les valeurs
de la chaleur spécifique de trois bétons.
140
Tableau 23 Capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température
T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type
[MJ/m3.K]
Ch
auff
age
20 2,3 0,0 2,5 0,0 1,9 0,0
50 2,4 0,0 2,5 0,0 2,0 0,1
100 2,6 0,1 2,9 0,0 2,2 0,1
150 2,7 0,1 3,2 0,1 2,4 0,1
200 2,7 0,2 3,2 0,0 2,4 0,0
250 2,7 0,2 3,3 0,2 2,4 0,1
300 2,7 0,0 3,3 0,1 2,4 0,1
350 Transition de la phase de la sonde en Nickel
400
450 3,2 0,1 3,5 0,0 2,6 0,0
500 3,3 0,1 3,6 0,0 2,7 0,0
550 3,3 0,1 4,1 0,1 3,2 0,0
600 3,3 0,1 4,7 0,1 3,7 0,1
CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type
[MJ/m3.K]
Re
fro
idis
sem
en
t
550 3,7 0,0 3,9 0,0 3,0 0,1
500 3,3 0,0 3,5 0,0 2,6 0,0
450 3,3 0,0 3,4 0,0 2,5 0,0
400 Transition de la phase de la sonde en Nickel
350
300 2,8 0,2 2,8 0,1 1,6 0,0
250 2,7 0,1 2,7 0,1 1,5 0,0
200 2,7 0,1 2,6 0,1 1,4 0,0
150 2,2 0,1 2,5 0,1 1,2 0,0
100 2,1 0,0 2,3 0,1 1,0 0,0
50 1,8 0,1 1,9 0,2 0,9 0,0
20 0,7 0,0 0,8 0,0 0,4 0,0
141
Tableau 24 Chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température
T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type
kJ/kg.K
Ch
auff
age
20 1,0 0,0 1,1 0,0 0,8 0,0
50 1,0 0,0 1,1 0,0 0,9 0,0
100 1,1 0,0 1,2 0,1 1,0 0,0
150 1,2 0,0 1,4 0,0 1,1 0,0
200 1,2 0,1 1,4 0,0 1,1 0,0
250 1,2 0,1 1,4 0,1 1,1 0,0
300 1,3 0,0 1,4 0,1 1,1 0,0
350 Transition de la phase de la sonde en Nickel
400
450 1,4 0,0 1,5 0,0 1,2 0,0
500 1,5 0,0 1,6 0,0 1,3 0,0
550 1,5 0,0 1,8 0,0 1,5 0,0
600 1,5 0,0 2,1 0,0 1,7 0,0
CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type
kJ/kg.K
Re
fro
idis
sem
en
t
550 1,5 0,0 1,7 0,0 1,4 0,1
500 1,4 0,0 1,6 0,0 1,2 0,0
450 1,4 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0
400 Transition de la phase de la sonde en Nickel
350
300 1,2 0,1 1,2 0,0 0,7 0,0
250 1,2 0,0 1,2 0,0 0,7 0,0
200 1,1 0,1 1,1 0,0 0,6 0,1
150 1,0 0,0 1,0 0,0 0,5 0,1
100 0,9 0,0 1,0 0,1 0,5 0,0
50 0,8 0,0 0,8 0,1 0,4 0,0
20 0,7 0,0 0,8 0,0 0,4 0,0
La Figure 94 présente l’évolution de la capacité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS
0.75-60 lors du chauffage et refroidissement. A température ambiante, la chaleur volumique
des bétons fibrés se situe autour de 2,4 MJ/m3.K, tandis que la chaleur volumique du béton
de référence est de 1,9 MJ/m3.K. Avec l’élévation de température, la chaleur volumique des
bétons croît jusqu’à atteindre une valeur de l’ordre 4,7 MJ/m3.K à 600°C. Ces valeurs sont
comparables à celles habituellement rencontrées dans la littérature. Khaliq (Khaliq and Kodur
2011) ont remarqué qu’entre 400°C et 800°C le béton de 42 kg/m3 de fibres métalliques et le
béton de cocktail de fibres métalliques (42 kg/m3) et de fibres de polypropylène (1 kg/m3) ont
des capacités thermiques volumiques plus élevées (de 2,1 MJ/m3.°C à 6 MJ/m3.°C) que le
142
béton de référence (de 2 MJ/m3.°C à 3 MJ/m3.°C). Les auteurs expliquent cela par la
microstructure plus dense et par la faible perméabilité des bétons fibrés, nécessitant plus de
chaleur pour les réactions de transformation.
Lors de l’essai, nous obtenons la capacité thermique volumique (Cp vol.) en MJ/m3.K du
matériau. Afin d’obtenir la chaleur massique (Cp mass.) en kJ/kg.K des bétons, nous
appliquons la relation suivante : Cp mass. = Cp vol. * 1000/𝜌, avec 𝜌 la masse volumique du
béton à une température précise. Le Tableau 18 présente les valeurs de la masse volumique
à 20°C, 200°C et 500°C, utilisées pour le calcul de la chaleur massique.
La Figure 95 présente l’évolution de la chaleur spécifique des bétons étudiés, comparée celle
de la courbe de l’Eurocode 2.
La chaleur spécifique augmente plus rapidement entre la température ambiante et 150°C, puis
suit une pente plus faible jusqu’à 500°C. Entre 500 et 600°C, la chaleur spécifique commence
à croitre à nouveau plus rapidement.
La chaleur massique des bétons fibrés est un peu plus élevée que celle du béton de référence
à la température ambiante (Cp CPPS 0.75-60 = 1,0 kJ/kg.K, Cp CS 60 = 1,1 kJ/kg.K, Cp Créf(C) = 0,8
kJ/kg.K). Après le refroidissement, le béton de référence présente une valeur de 0,7 kJ/kg.K.
Les études de Mindeguia (Mindeguia 2009) ont montré des valeurs résiduelles du BO (40 MPa)
de 0,6 kJ/kg.K.
0,2
0,7
1,2
1,7
2,2
2,7
3,2
3,7
4,2
4,7
5,2
0 100 200 300 400 500 600T [°C]
CPPS ↑ CPPS ↓
CS 60 ↑ CS 60 ↓
Créf(C) ↑ Créf(C) ↓
Figure 94 Evolution de la capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage et refroidissement
Cp
[M
J/m
3 .K]
143
D’après plusieurs études ((Mindeguia 2009), (Haniche 2011)), les fibres de polypropylène, ne
présentent pas d’influence significative sur les propriétés thermiques des bétons. Cependant,
la chaleur spécifique de la fibre de polypropylène est de l’ordre de 1,7 kJ/kg.K et celle de l’acier
est plus faible 0,5 kJ/kg.K.
Une augmentation de porosité et de perméabilité génère aussi une augmentation de chaleur
spécifique puisque la chaleur spécifique de l’air est de 1005 J.kg-1.K-1 tandis que la chaleur
spécifique de la fraction solide est plus faible (500 à 900 J.kg-1.K-1).
Les mesures sont effectuées en condition isotherme, les variations de chaleur spécifique dues
aux changements de phase et réaction de décomposition ne peuvent donc être enregistrées
lors de ces mesures. La chaleur spécifique des trois bétons augmente avec la température.
Lors du refroidissement, les valeurs diminuent montrant la réversibilité du phénomène.
Cependant, il est étonnant de noter que les valeurs atteintes après refroidissement sont plus
faibles que les valeurs initiales. La chaleur spécifique dépend fortement de la vibration
atomique, principal mode d’absorption de l’énergie thermique dans les solides. Or l’amplitude
des vibrations augmente avec la température entraînant ainsi de plus fortes valeurs de chaleur
spécifique. Cette augmentation est surtout importante à basse température, en dessous
généralement de la température ambiante, puis ralentit.
La courbe d’évolution de la chaleur massique, calculée à l’aide des valeurs des conductivité et
diffusivité thermiques de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), est positionnée en dessous de nos
valeurs au-delà de 100°C.
Figure 95 Evolution de la chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de la température
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
0 100 200 300 400 500 600T [°C]
CPPS ↑ CPPS ↓CS 60 ↑ CS 60 ↓Créf(C) ↑ Créf(C) ↓Eurocode 2
Ch
ale
ur
mas
siq
ue
[kJ/
kg.K
]
144
Diffusivité thermique
La diffusivité thermique caractérise la capacité du matériau à transmettre un signal de
température d’un point à un autre de ce matériau. Les caractéristiques du matériau, la
conductivité λ, la masse volumique 𝜌 et la chaleur spécifique Cp interviennent sur la
conduction de la chaleur en régime transitoire au travers du groupement (diffusivité) :
𝑎 = 𝜆
𝜌×𝐶𝑝. Avec 𝜌 la masse volumique du matériau en kg.m-3, et Cp la capacité thermique
massique du matériau en kJ/(kg.K).
Les valeurs de la diffusivité thermique sont présentées dans le Tableau 25 avec de très faibles
écarts - types. De la même façon que la conductivité thermique, les mesures de diffusivité
sont impactées par la transition de phase du nickel et ne sont donc pas retenues.
Les valeurs de diffusivité ne varient pas à température ambiante pour les trois bétons (1
mm2/s).
145
Tableau 25 Diffusivité thermique des bétons Créf(C). CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température
T [°C] CPPS 0,75-60↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart
type mm2/s
Ch
auff
age
20 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,1
50 1,0 0,0 0,9 0,0 0,9 0,0
100 0,9 0,0 0,8 0,0 0,8 0,1
150 0,8 0,0 0,6 0,0 0,7 0,1
200 0,7 0,1 0,6 0,0 0,7 0,0
250 0,7 0,1 0,5 0,1 0,7 0,1
300 0,6 0,1 0,5 0,1 0,6 0,0
350 Transition de la phase de la sonde en Nickel
400
450 0,5 0,0 0,4 0,0 0,5 0,0
500 0,4 0,0 0,4 0,0 0,5 0,0
550 0,4 0,0 0,3 0,0 0,4 0,0
600 0,3 0,0 0,3 0,0 0,2 0,1
CPPS 0,75-60↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart
type mm2/s
Re
fro
idis
sem
en
t
550 0,4 0,0 0,4 0,0 0,3 0,0
500 0,4 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0
450 0,4 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0
400 Transition de la phase de la sonde en Nickel
350
300 0,6 0,0 0,5 0,0 0,5 0,0
250 0,6 0,0 0,5 0,0 0,5 0,0
200 0,7 0,0 0,6 0,0 0,5 0,0
150 0,7 0,0 0,6 0,0 0,6 0,0
100 0,7 0,0 0,7 0,0 0,6 0,0
50 0,8 0,1 0,7 0,0 0,7 0,0
20 0,9 0,0 0,8 0,0 0,8 0,0
La Figure 96 montre l’évolution de la diffusivité thermique au chauffage jusqu’à 600°C. La
diffusivité thermique diminue progressivement avec la sollicitation thermique. Les résultats
précédents ont montré que la diminution de la conductivité s’accompagnait d’une diminution
de la masse volumique et d’une augmentation de la chaleur massique. Ceci explique
logiquement la diminution de la diffusivité avec la température.
146
La courbe de la diffusivité thermique de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) correspond aux
résultats des bétons Créf(C) jusqu’à 150°C et ensuite redescend en dessous de toutes les
valeurs obtenues jusqu’à 550°C environ. Entre 20 et 170°C, seul le béton de cocktail de fibres
se trouve au-dessus des valeurs données par l’Eurocode 2.
La Figure 97 présente l’évolution de la diffusivité thermique au chauffage jusqu’à 600°C et lors
du refroidissement jusqu’à la température ambiante. Les valeurs « à chaud » de la diffusivité
thermique (λ600/ λ20) représentent environ 25 % de la diffusivité à température ambiante :
λ600/ λ20 init. Créf(C) = 30,0 %, λ600/ λ20 init. CS 60 = 30,0 %, λ600/ λ20 init. CPPS 0,75-60 = 20,0 %. En comparant
ces valeurs avec celles de la conductivité thermique, il apparait que la perte relative de
diffusivité est supérieure à celle de la conductivité. La différence de diffusivité entre les bétons
se réduit avec la température. Au cours du refroidissement, la diffusivité augmente pour
retrouver 80 à 90 % de la valeur initiale (λ20 init/ λ20 résid. Créf(C) = 80,0 %, λ20 init / λ20 résid. CS 60 = 80,0
%, λ20 init / λ20 résid. CPPS 0,75-60 = 90,0 %). Ceci est plus élevé que la conductivité résiduelle qui
retrouvait 75 % environ de sa valeur initiale.
Contrairement à l’évolution de la conductivité thermique, la diffusivité des deux bétons fibrés
n’évolue pas de manière semblable. La diffusivité du béton CS 60 diminue plus rapidement
entre 20° et 150°C que celle du béton CPPS 0,75-60. Ceci est lié à la plus forte augmentation
de chaleur spécifique de ce béton sur la même plage de température.
Aucune influence des fibres sur la diffusivité thermique des bétons n’a été remarquée.
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
0 100 200 300 400 500 600T [°C]
CPPS ↑ CS 60 ↑
Créf(C) ↑ Eurocode 2
Figure 96 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de température
a [m
m2 /s
]
147
Suivi de la réponse thermique des éprouvettes
La Figure 98 présente l’évolution de la différence de température entre la surface et le centre
des éprouvettes de bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60. Nous observons trois pics endothermiques
sur la courbe de différence de température. Ceci peut s’expliquer par des changements
physiques et chimiques dans le béton sous l’effet de la température. Le premier pic est apparu
entre 300 et 350°C (Tsurf) et peut être attribué à la consommation de la chaleur latente due
à la déshydratation des CSH et l’évaporation de l’eau. Cette différence importante de
température correspond au point d’inflexion de la courbe de perte de masse (Figure 79),
correspondant donc à l’élimination de la majeure partie de l’eau libre et liée. Le premier pic a
lieu plus tôt pour le béton CPPS 0,75-60 à 296°C et de 340°C pour le béton Créf(C) (Tableau
26). Les résultats de Pliya (Pliya 2010) montrent une apparition du premier pic des bétons de
fibres de polypropylène (2 kg/m3) à 300°C, tandis que le béton de référence et le béton de
fibres métalliques (20 – 30 kg/m3) présentent un pic plus tard à 340°C.
Le second pic a eu lieu à 600 – 650°C (Tsurf) et est lié à la deshydroxylation de la Portlandite.
Les courbes de refroidissement témoignent de la réversibilité de cette réaction : un petit pic
est observable autour de 550°C au refroidissement.
La troisième montée débute à 750°C et s’explique par la décarbonatation des granulats
calcaires.
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
0 100 200 300 400 500 600T [°C]
CPPS ↑ CPPS ↓
CS 60 ↑ CS 60 ↓
Créf(C) ↑ Créf(C) ↓
Figure 97 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage et refroidissement
a [m
m2/s
]
148
Tableau 26 Différence de température (∆T max) et température des deux pics des bétons Créf(C) et CPPS 0.75-60
Bétons ∆T max, °C Tpics, °C
Créf(C) 69 1. 340
2. 635 CPPS 0,75-60 100 1. 296
2. 617
Le deuxième pic et la troisième montée apparaissent de façon quasi simultanée, on peut
supposer qu’il n’y a pas d’écart de position entre les thermocouples des deux séries de béton
et que cette différence est liée à un phénomène physique.
La diffusivité des deux bétons étant très semblable, la différence notée au niveau du premier
pic est probablement liée à la différence de quantité d’eau entre les éprouvettes et à la facilité
dont les fluides peuvent migrer et s’évacuer du béton. Entre 200°C et 300°C, la porosité et la
perméabilité du béton CPPS 0,75-60 sont en effet plus élevées que celles du béton de
référence (Figure 81 et Figure 91). Les transferts de fluide se trouvent donc facilités dans le
béton de cocktail de fibres, ce qui explique que le premier pic de température intervienne à
plus basse température.
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
100
120
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tsu
rf-T
cen
tre
(°C
)
Tsurf (°C)
Créf(C) 900°C CPPS 900°C
Figure 98 Evolution de la différence de température entre la surface et le centre de l'éprouvette en fonction de la température de surface des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60
149
3.5 Discussion sur l’influence des fibres sur les paramètres de
transfert et sur la sensibilité à l’écaillage
Trois compositions de bétons (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont fait l’objet de l’étude sur les
paramètres et propriétés de transfert avec deux cycles de traitement thermique à 200°C et
500°C. Ces cycles ont été choisis en fonction de la fin de fusion et de vaporisation des fibres
de polypropylène. Un troisième cycle de 300°C a été intégré pour les essais de perméabilité.
Les propriétés thermiques ont été étudiés durant le chauffage jusqu’à 600°C et au
refroidissement jusqu’à la température ambiante.
La porosité à l’éthanol des trois bétons augmente en fonction de la température. Les valeurs
absolues des bétons fibrés sont très proches sur toute la gamme de température et sont plus
faibles de l’ordre de 2 % que celle du béton de référence. La porosité du béton CCPS 0,75-60
semble augmenter un peu plus que celles des deux autres bétons à 200°C, mais l’écart reste
très modeste au regard de l’écart type. La distribution des pores étudiés par porosimètrie
mercure permet de discriminer plus finement le comportement des différents bétons en
fonction de la température. Pour les températures de 80°C et 200°C, la distribution porale
reste pratiquement la même pour les trois bétons (0,1 µm). Cependant les bétons ont montré
des résultats différents à 500°C. Le béton Créf(C) présente un réseau multimodal à la
température de 500°C. Trois pics apparaissent sur la courbe de 1,6 ; 8,0 et 20,0 µm. Pour les
bétons CS 60 et CPPS 0,75-60 ces pics sont absents. Les bétons de cocktail de fibres présentent
cependant une nouvelle famille de pores de grandes dimensions qui correspond au diamètre
des fibres de polypropylène. Contrairement au béton de référence Créf(C) et à ce qui est
relevé dans la littérature pour les bétons courants, la porosité piégée des bétons de fibres CS
60 et CPPS 0,75-60 ne diminue pas avec la température, mais augmente à 200°C. Les
observations par MEB réalisées après chauffage à 500°C complètent ces données. Il apparaît
que les bétons contenant des fibres métalliques (CS 60 et CPPS 0,75-60) présentent une plus
faible fissuration de la pâte, avec notamment moins de fissures radiales aux granulats. Le
béton CPPS 0,75-60 montre par contre des microfissures qui relient les lits de fibres
polypropylène entre eux. Ces microfissures sont dues à la dilatation de la fibre de
polypropylène lors de la montée de température, qui génère des contraintes supplémentaires
dans le béton. A 500°C, on distingue des fissures tangentielles autour des fibres métalliques
qui sont à relier aux différences d’expansion thermique entre l’acier et le ciment à hautes
températures. Les fibres ont ainsi une influence indéniable sur la morphologie du réseau
poreux et la distribution spatiale des fissures. Au cours du chauffage, la fissuration dans les
bétons Créf(C) apparait de manière répartie dans la pâte de ciment, tandis que cette dernière
est globalement moins fissurée dans le cas des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. Les résultats de
porosimètrie mercure ont confirmé cette observation en montrant l’absence d’apparition de
nouveaux pores d’environ 1 µm de diamètre pour ces deux bétons. Les fibres métalliques en
reprenant les efforts de traction pourraient limiter ou retarder l’ouverture des microfissures
liées au retrait de la pâte et aux déformations différentielles pâte-granulat. On note aussi
comme pour les granulats des fissures à l’interface des fibres métalliques. Les fibres de
150
polypropylène, quant à elles, laissent après évaporation des pores de grand diamètre. Ces
pores sont reliés entre eux par des microfissures assurant la continuité du réseau poreux ainsi
créé.
Comme attendu, la perméabilité intrinsèque augmente avec l’élévation de la température.
Après le séchage à 80°C, les trois bétons ont des perméabilités très voisines. A partir de 200°C,
la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 évolue significativement par rapport aux deux autres
bétons. La différence de perméabilité est maximale à 300°C, avant donc l’évaporation des
fibres de polypropylène. La présence de pores de grand diamètre reliés par des microfissures,
comme l’a montré l’étude de la microstructure, permet la création de chemin de fuite très
favorable en termes de perméabilité. Cette augmentation de perméabilité intervient à 300°C,
lors de la finalisation des réactions de déshydratation et d’évaporation qui génèrent les
gradients thermiques et hydrauliques les plus importants au cours du chauffage.
La mesure des différences de température entre le cœur et la surface de l’éprouvette ont
montré que le pic endothermique lié aux réactions de déshydratation et d’évaporation de
l’eau avait lieu plus tôt pour les bétons CPPS 0,75-60. Ceci est cohérent avec les mesures de
perméabilité évoquées précédemment, les transferts de fluide s’effectuant plus rapidement
dans le cas des bétons CPPS 0,75-60.
Les conductivités thermiques des bétons diminuent avec la température et subissent un gain
au refroidissement en montrant une hystérésis. Ceci est dû à l’irréversibilité des réactions qui
amènent à la détérioration du matériau, comme le départ de l’eau physiquement et
chimiquement liée et l’apparition de microfissures au-delà de 300°C. Les bétons fibrés
présentent les conductivités thermiques plus élevées que celles du béton de référence. Les
plus fortes conductivités des fibres métalliques peuvent expliquer ce phénomène, ainsi que la
plus faible porosité des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60.
La chaleur massique des bétons Créf (C), CS 60 et CPPS 0,75-60 augmente avec l’élévation de
température. Les valeurs de la chaleur massique des bétons fibrés sont un peu plus élevées
que celles du béton de référence. Entre 20°C et 150°C, la chaleur spécifique augmente plus
rapidement, puis suit une pente plus faible jusqu’à 500°C. Entre 500 et 600°C, la chaleur
spécifique commence à croitre à nouveau plus rapidement. Cette augmentation est
réversible, car lors du refroidissement, les courbes se superposent quasiment avec celle du
chauffage.
La conductivité et la chaleur massique des bétons fibrés sont plus élevées que celles du béton
de référence, de ce fait il y a peu de différence de diffusivité entre les trois bétons.
L’absence d’écaillage de la formulation CSPP 0,75-60 s’explique par l’action des fibres sur la
microstructure comme l’ont déjà mis en évidence plusieurs auteurs ((Mindeguia 2009), (Pliya
2010), (Haniche 2011)). Les fibres de polypropylène suite à leur fusion à 170°C, ont laissé place
à des pores de grande dimension (>10 m) comme l’ont montré les résultats de porosimètrie
au mercure. Les observations au MEB ont montré que ces pores étaient reliés entre eux par
151
un réseau de microfissures créant des chemins de fuite favorable à l’augmentation de la
perméabilité comme en témoignent les valeurs résiduelles de perméabilité à 200 et 300°C. Le
transfert de fluide est ainsi facilité dans le béton CPPS comme le montre l’amplitude maximale
de la différence de température au sein de l’éprouvette qui intervient lors du chauffage plus
tôt que pour le béton de référence. Ce transfert facilité de fluide permet donc un meilleur
drainage et pourrait expliquer l’absence d’écaillage sous feu ISO par la diminution de la
contrainte hydrique produite par les pressions des pores.
La différence de stabilité thermique entre les bétons Créf(C) et CS 60 ne s’explique pas
directement par les valeurs de perméabilité. Il n’y a en effet pas de différence significative de
perméabilité entre les deux bétons. L’observation de la microstructure et les mesures de
porosimètrie mercure montrent cependant une différence de distribution de pores et d’état
de fissuration entre ces deux bétons. Le départ de masse plus tardif des bétons CS 60 confirme
aussi une plus grande difficulté de l’eau liée ou libre à s’extraire. Les modifications dans le
réseau poreux peuvent avoir une incidence sur les phénomènes d’évaporation condensation
et les mécanismes de désaturation. Les mesures de porosimètrie mercure ont montré
qu’après chauffage le béton CS60 présentait des pores de plus petites tailles et que sa part de
porosité piégée ne diminuait pas contrairement aux deux autres bétons. De plus petites tailles
de pores peuvent favoriser le processus de re-saturation par condensation de la vapeur en
migration vers les zones moins chaudes. De même, une plus forte part de porosité piégée peut
ralentir le drainage des fluides. Ces deux processus favorisent la formation d’un bouchon
hydraulique pouvant être à l’origine de contraintes hydriques élevées au niveau de cette zone.
3.6 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles
L’objectif de cette partie est d’analyser l’apport de la formulation fibrée CPPS 0,75-60 ne
présentant pas d’instabilité thermique sur les performances mécaniques résiduelles du béton.
Les résistances à la traction, compression et module d’Young des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-
60 sont mesurées après chauffage à 300°C, 600°C, 750°C et 900°C.
Résistance à la compression
Le Tableau 27 résume les valeurs absolues et relatives de la résistance résiduelle à la
compression des deux formulations de béton testées (Créf(C) et CPPS 0.75-60) pour les
différents cycles de chauffage – refroidissement (300, 600, 750, 900°C). Chaque valeur est la
moyenne de trois éprouvettes avec des très faibles écart-types.
La Figure 99 illustre l’évolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression
des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-
refroidissement.
A la température ambiante, le béton de cocktail de fibres a une résistance à la compression
plus élevée de 20 % par rapport à celle du béton de référence. En effet, les fibres métalliques
augmentent la résistance du béton dès la température ambiante.
152
Nous pouvons distinguer globalement deux zones de comportement du béton en fonction de
la température. De la température ambiante à 300°C, nous constatons une baisse ou une
faible augmentation de la résistance résiduelle. De 300°C à 900°C, nous remarquons une
baisse progressive de la résistance résiduelle à la compression pour les deux types de béton.
Ces résultats s’inscrivent dans la continuité des études de plusieurs auteurs (Hager 2004) (Pliya
2010). Entre la température ambiante et 300°C la résistance résiduelle à la compression du
béton CPPS 0,75-60 et ne varie pratiquement pas.
Un meilleur comportement du béton CPPS 0,75-60 vis-à-vis de la résistance résiduelle à la
compression est observée jusqu’à 750°C (Figure 99). La résistance du béton CPPS 0,75-60 est
de 56 MPa environ à 600°C. La plus grande différence de résistance à la compression relative
entre les deux bétons a lieu entre 600 et 750°C et est de 14 % pour ces deux températures. A
900°C, les résistances des bétons avec ou sans le cocktail de fibres sont très faibles.
Entre 200°C et 500°C, la porosité relative à l’éthanol du béton de référence est plus élevée
que celle des bétons de cocktail de fibres de 23 % en moyenne. Ces résultats corroborent les
résultats de la résistance à la compression où la résistance à la compression du béton CPPS
0,75-60 est supérieure à celle du béton Créf(C).
Tableau 27 Résistance résiduelle à la compression uni-axiale des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)
Cref(C)
Température (°C) fc T (MPa) Ecart-type fc T/ fc20 (%)
20 65,2 0,7 100,0
300 58,4 0,0 89,6
600 36,0 0,7 55,2
750 18,0 0,5 27,6
900 6,4 0,8 9,8
CPPS 0,75-60
20 81,3 0,8 100,0
300 83,4 1,3 102,5
600 56,4 1,3 69,4
750 34,0 1,5 41,8
900 10,1 0,9 12,4
153
(b)
0
20
40
60
80
100
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
fc (
MP
a)
T (°C)
Cref(C) CPPS 0,75-60
0
20
40
60
80
100
120
20 300 600 750 900
fc/f
c20
, (%
)
T(°C)
Cref(C) CPPS 0,75-60
Figure 99 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement.
(a)
154
Xing (Xing 2011) a réalisé une étude
sur les bétons de granulats calcaires
de résistance à la compression de 76,3
MPa. La Figure 100 présente la
comparaison de la résistance à la
compression relative des bétons de
référence avec les granulats calcaires.
Les deux courbes suivent la même
pente jusqu’à 750°C. Le plus grand
écart est de 4 % à 300°C.
Des travaux sur l’apport de cocktail de
fibres ont été réalisés par Pliya (Pliya
2010) pour différents dosages en
fibres métalliques et de polypropylène jusqu’à la température de 600°C avec des granulats
silico-calcaires. La Figure 101 montre l’évolution comparée des résultats de cette étude avec
ceux de la nôtre. Le béton sans fibres de Pliya a une résistance à la compression de 70 MPa.
La résistance résiduelle relative des différents bétons varie peu jusqu’à la température de
300°C. Nous notons une perte de résistance de l’ordre de 15 % pour les deux bétons sans
fibres. L’influence des granulats et de la vitesse de chauffage n’est pas remarquée. Les essais
de chauffage de Pliya sont réalisés à une vitesse de 1°C/min tandis que celles de notre étude
est de 0,5 °C/min. Au-delà de 300°C, une chute de résistance est constatée dans les travaux
de Pliya et à 600°C le gain de résistance est beaucoup plus faible. Cette différence de
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
fc/f
c20
, (%
)
T(°C)
Cref(C) (Yermak) C 77 MPa (Xing)
Figure 100 Comparaison entre nos résultats et ceux de Xing (Xing 2011) de la résistance relative à la compression des bétons de référence
Figure 101 Comparaison entre nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance relative résiduelle à la compression
0
20
40
60
80
100
120
20 300 600 750 900
fc/f
c20
, (%
)
T(°C)
C3 (Pliya) CSP3-30x1 (Pliya)
CSP3-30x2 (Pliya) CSP3-40x1 (Pliya)
CSP3-40x2 (Pliya) CPPS 0,75-60 (Yermak)
Cref(C) (Yermak)
155
comportement peut être fortement liée à la nature des granulats silico-calcaires. La littérature
montre un fort endommagement des granulats de silex jusqu’à 600°C tandis que les granulats
calcaires restent quasiment intacts. Nous notons un effet bénéfique des granulats calcaires et
du dosage de 60 kg/m3 de fibres métalliques. Les fibres métalliques utilisées dans cette étude
présentent les mêmes caractéristiques (l, d, fc) que celles de travaux de Pliya. Le gain de
résistance est de l’ordre de 42 %. Il faut toutefois noter que les bétons présentent des
résistances avoisinantes.
La Figure 102 présente la comparaison des courbes de la résistance relative à la compression
en fonction de la température selon Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) avec les courbes des
bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C). La similarité entre les courbes de béton Créf(C) et la courbe
de l’Eurocode 2 pour les bétons ordinaires est flagrante. La courbe de l’Eurocode 2 (C55/67)
est très proche de l’évolution de la courbe Créf(C). Les valeurs du béton CPPS 0,75-60 se
trouvent au-dessus de la courbe de l’Eurocode 2 BO.
Résistance à la traction par flexion
Le Tableau 28 rassemble les valeurs moyennes de résistances résiduelles et relatives à la
traction par flexion mesurées sur des éprouvettes prismatiques de section 10 x 10 x 40 cm.
0%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
fcT°
/fc 2
0
T(°C)
Eurocode 2, Classe 2 (C70/85) Eurocode 2, Bétons Ordinaires (calcaires)
Eurocode 2, Classe 1 (C55/67) DTU BHP
Cref(C) CPPS 0,75-60
Figure 102 Comparaison des courbes de la variation de la résistance relative à la compression selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à la compression des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)
156
Tableau 28 Résistance résiduelle à la traction par flexion des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)
Cref(C)
Température (°C) ftT (MPa) Ecart-type ftT/f20 (%)
20 7,4 0,1 100,0
300 5,9 0,3 79,6
600 3,7 0,2 49,7
750 2,3 0,1 31,4
900 1,0 0,1 13,0
CPPS 0,75-60
20 10,9 0,1 100,0
300 9,9 0,5 90,5
600 6,8 05 62,2
750 4,2 0,2 38,4
900 1,2 0,1 10,6
La Figure 103 illustre l’évolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des
formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température.
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
ft (
MP
a)
T (°C)
Créf(C) CPPS 0,75-60
0
20
40
60
80
100
120
20 300 600 750 900
ft/f
t20
(%
)
T (°C)
Créf(C) CPPS 0,75-60
Figure 103 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement
(a)
(b)
157
Une baisse de résistance résiduelle est observée pour les deux compositions de béton.
L’apport de fibres métalliques est remarqué dès la température ambiante. Le gain de
résistance à la traction à 20°C est de 47 % par rapport au béton non fibré. Ce gain est observé
jusqu’au chauffage à 600°C. Au-delà de cette température, la perte de résistance résiduelle
du béton CPPS 0,75-60 est plus importante. Entre 600°C et 900°C, les bétons Créf(C) et CPPS
0,75-60 perdent environ 37 % et 52 % de leur résistance. A 900°C, l’apport bénéfique des fibres
métalliques n’est plus observé.
Lau et al. (Lau and Anson 2006) ont noté une bonne contribution des fibres métalliques de
proportion volumique de 1 % jusqu’à une température de 800°C. Le pourcentage
d’amélioration de la résistance à la traction résiduelle des bétons CPPS 0,75-60 par rapport
aux bétons Créf(C) est de 10 % en moyenne.
La Figure 104 montre que la diminution de la résistance résiduelle à la traction est plus forte
dans le cas des essais de Pliya (Pliya 2010). Ceci est probablement dû à la nature de granulat
silico-calcaire. L’écart entre nos valeurs et celle de Pliya (Pliya 2010) s’amplifie avec la
température. A 300°C, les bétons de référence ont un écart de 17 %. De 300°C à 600°C, les
bétons CPPS 0,75-60 montrent une amélioration de la résistance à la traction résiduelle de 40
% en moyenne. Globalement, nous pouvons voir une très nette amélioration de la résistance
à la traction résiduelle des bétons avec 60 kg/m3 de fibres métalliques et les granulats
calcaires.
Les mécanismes de rupture des éprouvettes pendant l’essai de traction sont différents à 300°C
et 900°C. Au cours de l’essai sur les bétons CPPS 0,75-60 à 300°C, nous observons que le béton
a un comportement ductile, tandis qu’à 900°C le béton a un comportement plutôt fragile
(Figure 105). Nous avons également constaté ce phénomène pendant les essais de
compression. Nous supposons que cette perte de ductilité à 900°C est liée à l’oxydation et
Figure 104 Comparaison de nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance relative à la traction
0
20
40
60
80
100
120
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
ftT
°/ft
20
T(°C)
CSP3-30x1 (Pliya) CSP3-30x2 (Pliya) CSP3-40x1 (Pliya)
CSP3-40x2 (Pliya) C3 (Pliya) Créf(C)
CPPS 0,75-60
158
ensuite à la corrosion des fibres métalliques, qui perdent ainsi leurs performances à des
températures élevées.
Caverzan et al. (Caverzan et al. 2015) ont constaté également un comportement diffèrent du
béton contenant 100 kg/m3 de fibres métalliques, lors des essais de résistance à la traction
par flexion quatre points. La rupture de fibres reste ductile jusqu’à 400°C et ensuite celle-ci
devient fragile (de 400 à 600°C).
Les fibres de polypropylène n’ont pas d’influence sur la résistance résiduelle à la traction.
La Figure 106 présente les courbes effort-déplacement des bétons CPPS 0,75-60 lors des essais
de traction par flexion, après les différents cycles thermiques. Le comportement post-
fissuration reste ductile jusqu’à 750°C. Les pics d’effort sont toutefois plus marqués à 600 et
750°C qu’à 300°C. A 500°C, des microfissures ont été observées à l’interface fibres métalliques
– pâte cimentaire. Ceci fragilise l’adhérence de la fibre à la matrice et explique la moins bonne
Figure 105 Test de traction par flexion de bétons CPPS 0,75-60 après traitement thermique à 300°C (a) et après 900°C (b)
(a) (b)
Figure 106 Charges de flexion en fonction du déplacement du béton CPPS 0,75-60
0
10
20
30
40
50
60
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6
Ch
arge
en
fle
xio
n (
kN)
Deplacement (mm)
CPPS 20°C
CPPS 300°C
CPPS 600°C
CPPS 750°C
CPPS 900°C
159
reprise des efforts de traction après la
fissuration du béton à 600°C et 750°C,
comparée à 20°C et 300°C.
La Figure 107 présente des facies de
rupture du béton CPPS 0,75-60 après
600°C, 750°C et 900°C. Nous pouvons voir
qu’à 900°C, la rupture du béton
s’accompagne d’une rupture des fibres
métalliques et non plus d’un arrachement
de celles-ci comme à 600°C et 750°C.
La Figure 108 illustre la comparaison entre l’évolution de la résistance à la traction selon
l’Eurocode 2 et les bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) en fonction de température.
Etant donné que les valeurs de l’Eurocode 2 correspondent aux formulations sans fibres, les
résultats de nos bétons s’avèrent logiquement nettement supérieurs à ceux de l’Eurocode 2.
Module d’élasticité
Les résultats de la détermination du module de Young résiduel et relatif des bétons Créf(C) et
CPPS 0,75-60 sont résumés dans le Tableau 29.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
ftT°
/ft 2
0
T(°C)
Créf(C) CPPS 0,75-60 Eurocode 2
Figure 108 Comparaison des courbes de la variation de la résistance résiduelle à la traction selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à la traction des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)
Figure 107 Facies de rupture du béton CPPS 0,75-60 à 600°C, 750°C et 900°C
160
L’évolution du module d’élasticité en fonction de la température des bétons Créf(C) et CPPS
0,75-60 est représentée sur la Figure 109.
Tableau 29 Module d'élasticité des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60
Cref(C)
Température (°C) E (GPa) Ecart-type E (%)
20 45,9 0,1 100,0
300 27,7 0,2 60,0
600 13,3 1,0 29,0
750 6,2 0,5 14,0
900 1,6 0,1 3,0
CPPS 0,75-60
20 50,9 1,0 100,0
300 35,3 0,4 69,0
600 17,4 1,8 34,0
750 13,8 2,1 27,0
900 3,9 0,3 8,0
A la température ambiante, la différence de module d’élasticité entre les deux bétons est de
5 GPa. Ceci s’explique essentiellement par la plus forte compacité du béton CPPS 0,75-60,
mais aussi par la plus forte rigidité des fibres métalliques (210 GPa). Avec la sollicitation
thermique, une baisse progressive du module d’élasticité est observée pour les deux bétons.
La perte relative de module est cependant moins élevée pour le béton fibré. Elle semble
particulièrement ralentir entre 600 et 750°C. La présence des fibres métalliques ne modifie
pas la courbe d’évolution du module d’élasticité.
Le pourcentage d’amélioration du module d’élasticité résiduel des bétons CPPS 0,75-60 par
rapport aux bétons Créf(C) est de 8 % en moyenne jusqu’à 750°C.
161
La diminution du module d’élasticité à partir de 20°C indique que le béton a subi un
endommagement dès le début du chauffage. Tolentino et al. (Tolentino et al. 2002) ont
remarqué que la diminution du module d’élasticité des bétons peut être liée à la
microfissuration de l’interface induite par la dilatation du granulat. En effet, l’évolution
opposée des déformations thermiques différentielles entre la pâte et le granulat génèrent le
développement des fissures. Dans notre cas, à l’instar des granulats, les fibres métalliques
provoquent aussi une incompatibilité des déformations entre la pâte et la fibre métallique. A
hautes températures l’acier se dilate d’environ 11 E10-4 K-1, tandis que la pâte de ciment est
en retrait à partir de 150°C.
Les mesures montrent une augmentation rapide de la perméabilité pour le béton CPPS 0,75-
60, qui est due à la fusion des fibres de polypropylène. Cette augmentation de perméabilité
ne s’accompagne que d’une faible augmentation globale de porosité à l’échelle de l’ensemble
0
10
20
30
40
50
60
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
E (G
Pa)
T(°C)
Créf(C) CPPS 0,75-60
0
20
40
60
80
100
120
20 300 600 750 900
E/E2
0 (
%)
T(°C)
Créf(C) CPPS 0,75-60
(a)
(b)
Figure 109 Evolution du module d'élasticité résiduel (a) et relatif (b) des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement
162
du matériau (Figure 91), car l’augmentation de porosité a lieu uniquement dans le volume
restreint de la pâte cimentaire. Constatons toutefois que cette création de nouveaux pores
n’entraine pas de diminution de la rigidité du matériau. L’action mécanique des fibres
métalliques limite la déformation du béton pendant l’essai de compression. Par ailleurs, la
part de fissures liées au retrait de la pâte de ciment et à l’expansion des granulats pendant le
chauffage est aussi réduite grâce à l’action des fibres comme l’ont montré les résultats de
porosimètrie.
4 Conclusion
Une analyse comparée de l’évolution en fonction de la température des propriétés physiques,
des propriétés de transfert et du comportement mécanique résiduel a été présentée dans ce
chapitre. Trois bétons ont fait l’objet de l’étude : le béton de référence (Créf(C)), le béton de
fibres métalliques (CS 60) et le béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques
(CPPS 0,75-60). Les bétons ont été soumis à des cycles de chauffage et refroidissement à
vitesse lente (0,5°C/min) avec un palier d’une heure. Une première campagne d’essais a eu
pour objectif l’étude de l’influence des différentes fibres sur l’évolution de la microcstructure
et des propriétés de transfert des bétons. Les températures cibles pour cette étude sont les
suivantes : 200°C et 500°C (températures de la fin de fusion et évaporation des fibres de
polypropylène), ainsi que la température de 300°C, qui a été incluse seulement pour les tests
de perméabilité. Une deuxième campagne d’essais a eu pour but de comparer les
performances mécaniques résiduelles des deux formulations ne présentant pas d’écaillage
sous feu ISO : le béton de référence Créf(C) et le béton de cocktail de fibres CPPS 0,75-60. Les
paliers de température appliquée sont 300°C, 600°C, 750°C et 900°C.
Il est important de signaler qu’aucun éclatement n’a été remarqué lors du chauffage lent à
0,5°C/min.
Les trois bétons testés possèdent le même rapport E/C et le même volume de pâte.
Cependant, l’ajout des fibres a diminué l’ouvrabilité du béton frais (classe S3 au lieu de S4)
malgré un plus fort dosage en superplastifiant. A température ambiante, les propriétés des
bétons (Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60) présentent des caractéristiques physiques et
mécaniques un peu différentes. Les valeurs de la porosité à l’éthanol des bétons fibrés sont
très proches (P CS 60 = 8,5%, P CPPS 0,75-60 = 8,6%) et la porosité du béton Créf(C) est plus élevée
(P Créf(C) = 11,2%). Toutefois, la perméabilité intrinsèque des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60
sont les mêmes (4,5E-17 m2), tandis que la perméabilité du béton CS 60 est très légèrement
inférieure (2,9E-17 m2). Les conductivités thermiques des bétons fibrés à température
ambiante sont légèrement supérieures à celles du béton de référence : 2,2 à 2,3 W/m.K au
lieu de 2 W/m.K. De plus, les valeurs supérieures de chaleur spécifique pour les bétons fibrés
compensent les valeurs de conductivité et de ce fait les diffusivités des trois bétons sont
relativement proches. De manière générale, les propriétés mécaniques du béton CPPS 0,75-
60 sont plus élevées que celles du Créf(C). Ceci est dû aux fibres métalliques qui limitent
163
l’ouverture de fissures lors du chargement et par conséquent réduisent la concentration des
contraintes.
Les résultats de pesée des éprouvettes avant et après chaque cycle de chauffage montrent
une diminution de la masse du béton avec la sollicitation thermique. Entre 80°C et 200°C, la
perte de masse des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) est supérieure à celle des bétons CS 60.
Ceci est probablement dû au retard d’évacuation d’eau du béton de fibres métalliques. Le
croisement de courbes entre 200°C et 500°C signale l’endommagement supplémentaire du
béton CS 60 et/ou du départ d’eau après 200°C. L’augmentation de la porosité va de pair avec
la perte de masse ; jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres est observée
tandis qu’entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent plus rapidement.
Les mesures de porosité à l’éthanol ont conduit à des résultats similaires pour les bétons CS
60 et CPPS 0,75-60 (PCS60/P20 = 165%. PCPPS 0,75-60/P20 = 166 % à 500°C). Par contre, les mesures
par porosimètrie au mercure ont mis en évidence des différences de distribution et taille des
pores après chauffage à 200°C et 500°C entre ces trois bétons. A 500°C, trois nouvelles familles
de pores apparaissent pour les bétons Créf(C) correspondant à la microfissuration liée au
retrait de la pâte et à l’incompatibilité de déformation à l’interface pâte-granulat. Pour les
bétons de fibres métalliques CS 60, les nouveaux pores sont de plus petites tailles tandis que
l’on observe pour les bétons CPPS 0,75-60 l’apparition des macropores (>10 µm) dès 200°C,
mais plus nettement à 500°C. Contrairement au béton de référence, la porosité piégée des
bétons de fibres ne diminue pas avec l’élévation de température. La présence des fibres
métalliques semble impacter la structure du réseau poreux entre 200°C et 500°C en limitant
la taille des nouveaux pores. En ce qui concerne les bétons CPPS 0,75-60, ce phénomène est
compensé par les fibres de polypropylène qui génèrent des pores supplémentaires. A 500°C,
la principale famille de pores de CPPS 0,75-60 varie autour du diamètre de la fibre de
polypropylène (32 µm).
La perméabilité des 3 bétons est semblable à température ambiante. Dès 200°C la
perméabilité du béton CPPS 0,75-60 augmente plus rapidement. La différence de perméabilité
avec les bétons CS 60 et Créf(C) est maximale à 300°C puis les trois valeurs de perméabilité se
rejoignent à 500°C. Cette augmentation de perméabilité est liée à la fusion des fibres de
polypropylène qui intervient à 160°C et à la migration du polypropylène dans le réseau poreux.
Les observations au MEB ont montré la présence de microfissures qui joignent les lits de fibres
laissés vides et qui forment ainsi un réseau poreux continu. Ceci constitue des chemins de
fuite qui génèrent une augmentation significative de la perméabilité. Les observations au MEB
montrent aussi que la pâte de ciment des deux bétons fibrés apparait moins fissurée avec une
plus faible proportion de fissures radiales aux granulats que celle du béton de référence. Les
valeurs de perméabilité des bétons CS 60 ne sont cependant pas plus faibles que celles du
béton Créf(C) à 200°C et 300°C.
A température ambiante, la plus forte conductivité des deux bétons fibrés par rapport à celle
du béton de référence s’explique par la plus forte conductivité de l’acier et aussi par la plus
164
faible porosité des deux bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. Les diffusivités des trois bétons sont
cependant très proches, car les deux bétons fibrés présentent une chaleur spécifique plus
élevée que le béton de référence. La conductivité thermique diminue linéairement avec la
température. A 600°C, les conductivités des trois bétons ont pratiquement diminué de moitié.
Une part de cette diminution est réversible et après refroidissement la conductivité résiduelle
a retrouvé environ 70 % de sa valeur initiale. L’hystérésis observée s’explique par
l’irréversibilité des réactions qui amènent à la détérioration du matériau (départ de l’eau
physiquement et chimiquement liée et l’apparition de microfissures au-delà de 300°C).
La chaleur spécifique des trois bétons augmente légèrement avec la température. La chaleur
spécifique est mesurée en condition isotherme sur échantillons préséchés et ne tient pas
compte de la consommation de chaleur sous forme latente. Une augmentation de porosité
génère aussi une augmentation de chaleur spécifique, car la chaleur spécifique des porosités
(air), qui se créent après le chauffage est de 1005 J.kg-1.K-1, tandis que la chaleur spécifique de
la fraction solide est plus faible (500 à 900 J.kg-1.K-1). Elle diminue après refroidissement
jusqu’à une valeur inférieure à sa valeur initiale, ce qui parait assez surprenant.
La diffusivité thermique diminue progressivement avec la sollicitation thermique. De 20°C à
600°C les bétons perdent environ 75 % de leur diffusivité thermique initiale, ce qui est
supérieur à la perte de conductivité thermique (55 % en moyenne). Toutefois, au
refroidissement, les trois bétons retrouvent 85 % de leur diffusivité initiale. Le béton de
référence ainsi que le béton de cocktail de fibres présentent des diffusivités voisines et qui
évoluent de façon similaire, tandis que la diffusivité du béton CS 60 diminue plus rapidement
jusqu’à 150°C.
Globalement, les propriétés mécaniques résiduelles des bétons CPPS 0,75-60 sont plus
élevées que celles des bétons Créf(C), ce qui confirme la contribution des fibres métalliques.
Les pertes résiduelles de module de Young et de résistance sont moins élevées d’environ 10
% pour le béton CPPS 0,75-60 jusqu’à 750°C. Les fissurations qui se développent à l’interface
des fibres métalliques vers 500°C et la porosité supplémentaire induite par les fibres de
polypropylène dès 200°C ne contrecarrent pas le rôle positif joué par les fibres dans la reprise
des efforts de traction et de limitation de l’ouverture des fissures. L’apport sur la ductilité post
pic est aussi conservée jusqu’à 750°C. Nous supposons que la perte de ductilité à 900°C est
liée à l’oxydation et ensuite à la corrosion des fibres métalliques à des températures élevées.
Les courbes effort-déplacement présentent les pics d’efforts à 600°C et 750°C montrant la
fragilisation de l’adhérence de la fibre à la matrice.
Avec la sollicitation thermique, une baisse progressive du module d’élasticité résiduel est
observée pour les deux bétons. Cependant, la perte relative du module d’élasticité est plus
faible pour le béton CPPS 0,75-60. Entre 600°C et 750°C, une influence bénéfique des fibres
métalliques est plus remarquable.
165
Chapitre 5 – Chargement thermique
unidirectionnel sur dallettes
166
1 Introduction
Le but de la présente partie est d’analyser le comportement sous sollicitation thermique
unidirectionnelle de dallettes en béton formulées à partir des trois bétons caractérisés dans
le Chapitre 4. Des dallettes et des éprouvettes cylindriques ont été confectionnées et
soumises à un chauffage de 10°C/min, plus modéré que le feu ISO mais générant toutefois un
gradient thermique important contrairement à la vitesse de chauffage utilisée pour la
caractérisation des bétons. Les formulations utilisées sont celles des bétons de référence avec
les granulats calcaires (Créf(C)), des bétons de fibres métalliques (CS 60) et des bétons de
cocktail de fibres (CPPS 0,75-60). La température et la pression sont mesurées en différentes
profondeurs afin d’étudier les transferts thermo-hydriques au cours du chauffage. L’écaillage
et la perte de masse sont évalués après refroidissement. L’influence de la formulation, de la
géométrie des corps d’épreuve (dallette vs cylindre) et de la vitesse de chauffage (essais ISO
vs 10°C/min) est discutée.
2 Protocole expérimental
2.1 Instrumentation des dallettes
Les dallettes sont réalisées à l’aide d’un coffrage en bois. Elles ont pour dimensions (Longueur
x largeur x épaisseur) 60 x 30 x 12 cm3. Le choix des dimensions (l x L) est fait par rapport à la
trappe d’ouverture du four utilisé. L’épaisseur de 12 cm est choisie de façon à assurer un
transfert unidirectionnel de chaleur sans descendre en deçà des valeurs usuelles rencontrées
dans la bibliographie.
Des thermocouples de type K sont positionnés sur les faces opposées et à différentes
profondeurs. Les températures sont ainsi mesurées sur la face supérieure de chaque dallette
(face soumise au traitement thermique) afin de vérifier l’uniformité latérale du chauffage et
sur la face inférieure (surface non chauffée). Pour cela, les thermocouples sont posés
directement sur les faces concernées. Un thermocouple positionné à 0,5 cm de la face
chauffée est noyé dans le béton pendant le coulage. Deux tubes inox sont noyés dans le béton
au moment du coulage à 3 et 6 cm de la face chauffée afin de mesurer simultanément et au
même endroit la pression de pore et la température. Dans chacun des tubes de diamètre 2
mm est introduit un thermocouple. La pression du thermocouple dans le tube permet aussi
de réduire les volumes morts. Un embout cylindrique fritté (microporeux) de diamètre 12,5
mm et de hauteur 24,2 mm est fixé à l’extrémité de chaque tube pour mesurer la pression de
pore. L’autre extrémité des tubes en inox est reliée à un raccord en T sur lequel est connecté
un capteur de pression. La Figure 110 montre le dispositif de mesure de pression et
température et la Figure 111 présente l’instrumentation des moules de coffrage.
167
2.2 Fabrication des dallettes
Pour les formulations retenues, les dallettes ont été confectionnées conformément au
dispositif défini dans le Chapitre 2, ainsi que quatre éprouvettes cylindriques par formulation.
Deux dallettes sont réalisées pour chacune des formulations de béton retenues ((Figure 112
a), (Figure 112 b)). La confection des dallettes et des éprouvettes a nécessité l’utilisation d’une
centrale à béton d’une capacité de 250 L, afin de s’assurer que les éléments testés soient issus
d’un même gâchage. Les dallettes et les éprouvettes cylindriques sont conservées dans des
sacs plastiques avec des chiffons humides à l’intérieur jusqu’au jour du chauffage. La cure
humide a duré 320 jours jusqu’au chargement thermique.
Figure 111 Dispositif de mesure de température et de pression
Capteur de pression
Thermocouple
Bouchon fritté
Raccord T
20 cm 20 cm
P+T
Capteurs de pression et de température
Thermocouples de type K
6 cm
12 cm
60 cm
Chargement thermique
3 cm
Figure 110 Positionnement des thermocouples et des capteurs dans la dallette
0,5 cm
20 cm
Bouchons frittés
Thermocouple
P+T
Tube inox
168
Le Tableau 30 présente les caractéristiques des trois bétons à l’état frais. Comme pour les
deux campagnes précédentes, les bétons fibrés ont une classe de consistance S3 et le béton
de référence est à une consistance S4.
Tableau 30 Caractéristiques des bétons à l'état frais
Bétons Affaissement [cm] Air occlus [%]
Créf(C) 16,0 0,2
CS 60 15,0 0,7
CPPS 0,75-60 11,0 0,1
2.3 Propriétés de bétons avant chauffage
Les propriétés des trois bétons étudiés (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont été présentées
dans le Chapitre 4. Les bétons sont chauffés après 320 jours de cure au lieu de 90 jours. Les
valeurs de porosité, de résistance à la compression et de teneur en eau libre sont de nouveau
mesurées.
La masse volumique réelle et la teneur en eau libre des trois bétons sont présentées dans le
Tableau 31. La teneur en eau des éprouvettes cylindriques du béton de référence est un peu
plus élevée, que celle des bétons fibrés.
Figure 112 Géométrie de l’éprouvette (a), confection des dallettes (b)
30 cm 1
2 c
m
(a) (b)
169
Tableau 31 Masse volumique et teneur en eau des bétons
Bétons Masse volumique
[kg/m3] 320 j.
Teneur en eau (éprouv.
cylindr.) [%] 320 j.
Créf(C) 2350 3,7
CS 60 2445 3,2
CPPS 0,75-60 2437 3,5
Le Tableau 32 présente les porosités et les résistances à la compression des bétons à 90 jours
et à 320 jours. Les porosités à l’éthanol et les résistances à la compression sont mesurées sur
des gâchées différentes.
Nous remarquons une baisse de porosité à l’éthanol avec le temps de 1,4 % en moyenne. La
résistance à la compression de béton Créf(C) n’évolue pas significativement au cours du
temps. Cependant la résistance à la compression de béton CPPS 0,75-60 diminue légèrement.
Il est important de signaler, que les bétons sont issus des gâchées différentes.
Tableau 32 Porosités et résistance à la compression des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
Bétons Porosité à 90 j.
(80°C)
Porosité à 320 j.
(80°C)
fc à 90 j. fc à 320 j.
(%) (%) (MPa) (MPa)
Créf(C) Moyenne 11,2 9,4 65,2 67,6
Ecart type 0,9 0,9 0,7 2,4
CS 60 Moyenne 8,5 6,9 - 75,3
Ecart type 0,2 0,2 - 3,0
CPPS 0,75-60 Moyenne 8,6 7,3 81,3 74,3
Ecart type 0,3 0,3 0,8 0,9
2.4 Dispositif de chauffage
Un four électrique (Figure 114) de dimensions 130 x 101 x 104 cm3 est muni d’un système de
ventilation et piloté à l’aide d’un programmateur-régulateur EUROTHERM. Un ventilateur est
intégré au four afin d’homogénéiser la température par la circulation d’air. La centrale
d’acquisition dispose de 22 voies qui permettent l’enregistrement des températures et des
pressions durant le chauffage. La centrale d’acquisition est reliée à l’ordinateur pour visualiser
en continu les mesures et de sauvegarder les données.
Les dallettes sont posées sur des blocs de béton reposant sur un élévateur métallique
permettant d’ajuster la face supérieure de la dallette au plan du fond du four. Une couche de
170
papier en aluminium est collée sur la face latérale de chacune des dallettes. Elle permet de
limiter le flux hydrique vers la surface latérale.
Une fois la dallette posée dans le four, une bande de laine de verre est utilisée pour combler
le vide entre les parois four-dallettes. Quatre éprouvettes cylindriques conservées dans les
mêmes conditions que les dallettes sont disposées dans le four avant chauffage. La Figure 113
(a) et la Figure 113 (b) illustrent la dallette et sa mise en place dans le four. Les dallettes sont
ensuite soumises à un cycle de chauffage-refroidissement jusqu’à la température de 600°C.
La vitesse de montée en température est fixée à 10°C/min et le palier à température constante
dure 4 heures, de façon à d’atteindre 300°C au milieu de la dallette (à 6 cm).
Figure 114 Dispositif expérimental
Figure 113 Dallette posée sur l’élévateur (a) et disposition des éprouvettes dans le four (b)
(a) (b)
171
3 Stabilité thermique des dallettes et des éprouvettes
cylindriques et caractérisation de l’écaillage
3.1 Observation visuelle après chauffage
Six essais de chauffage (deux dallettes par formulation) ont été réalisés. Le four a montré un
dysfonctionnement lors de la deuxième campagne d’essais. Seuls les résultats de la première
série d’essai sont pris en compte.
Il est important de noter que l’écaillage des bétons a eu lieu durant la montée en température
ainsi que durant le palier de 4 heures.
Les résultats des essais de chauffage sur les bétons de référence montrent des éclatements
des éprouvettes cylindriques (4 sur 4) et de l’écaillage sur les dallettes, comme l’illustre la
Figure 115. La profondeur maximale d’écaillage de la dallette Créf(C) est de 3 cm.
Le phénomène d’éclatement est moins marqué sur les éprouvettes cylindriques de bétons CS
60 contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Des détachements de morceaux de béton des
éprouvettes cylindriques sont notés (Figure 116) sur les quatre éprouvettes. L’écaillage est,
par contre, un peu plus accentué sur les dallettes comme illustré sur la Figure 116. La
profondeur maximale d’écaillage de la dallette est d’environ 3 cm.
Créf(C)
60 cm
Figure 115 Béton Créf(C) après chauffage jusqu’à 600°C
60 cm
CS 60
Figure 116 Béton CS 60 après chauffage jusqu’à 600°C
172
Les bétons CPPS 0,75-60 de cocktail de fibres métalliques et de fibres de polypropylène
présentent une bonne stabilité thermique. Aucun détachement de morceaux de bétons sur
les dallettes ni d’éclatement d’éprouvettes n’a été observé (Figure 117).
La Figure 118 présente l’état comparé de dégradation des éprouvettes cylindriques des bétons
Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60. Les essais de chauffage à la vitesse de 10°C/min des
éprouvettes cylindriques des bétons Créf(C) ont conduit à des éclatements d’éprouvettes (100
%) tandis qu’avec les bétons CS 60, de forts écaillages allant jusqu’à une profondeur de 4 – 5
cm sont observés.
Après chauffage, les éprouvettes cylindriques des bétons de référence sont éclatées en
différents morceaux tandis que les éprouvettes de béton fibré CS 60 gardent une cohésion
globale et les morceaux détachés sont de plus petite taille. Les résultats du Chapitre 4
paragraphe 3.6.2 « Résistance à la traction par flexion » montrent qu’avant 750°C, le
comportement du béton de fibres métalliques est ductile, tandis que à 900 °C celui-ci est
fragile. A 600°C les fibres métalliques ne perdent pas encore de leur rôle mécanique et
permettent de lier les morceaux éclatés.
60 cm
Figure 117 Béton CPPS 0.75-60 après chauffage jusqu’à 600°C
CPPS 0,75-60
173
Figure 118 Eprouvettes cylindriques après chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C
Créf(C)
CS 60
CPPS 0,75-60
174
3.2 Caractérisation de l’écaillage
Afin d’évaluer le volume d’écaillage des dallettes endommagées, nous avons utilisé de la pâte
à modeler. L’opération consiste à combler le vide par de la pâte dont le volume est déterminé
par pesée hydrostatique (Figure 119). Pour le calcul de la surface écaillée, la zone éclatée est
reportée sur un papier calque, puis numérisée et traitée à l’aide d’un logiciel type Autocad.
Le Tableau 33 regroupe les résultats d’estimation du volume et de surface écaillés des
dallettes CS 60 et Créf(C). La zone écaillée du béton CS 60 représente environ 64 % de la
surface exposée et celle du béton Créf(C) 42 %.
Tableau 33 Surface et volume d'écaillage des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
Bétons Volume écaillé (%) Surface écaillée (%) Profondeur maximale
d’écaillage (cm)
CS 60 10,0 64,0 3,0
Créf (C) 5,0 42,0 3,0
3.3 Comparaison entre les différents chargements thermiques
Pour une même formulation et une même vitesse de chauffage, les éprouvettes cylindriques
sont plus endommagées que les dallettes. Une sollicitation unidirectionnelle apparaît
logiquement moins pénalisante qu’un chauffage sur toutes les faces. Quelle que soit la
sollicitation, ISO sur éprouvettes cylindriques, 10°C/minute sur dallettes et éprouvettes
cylindriques, le béton CS 60 présente une instabilité thermique sous forme d’écaillage. La
formulation CPPS 0,75-60 ne présente au contraire aucune forme d’instabilité thermique,
quelle que soit la géométrie, le type ou la vitesse de sollicitation. Concernant le béton de
référence, les résultats divergent selon la vitesse de sollicitation. Sous chauffage à 10°C/min
les éprouvettes cylindriques ont complètement éclaté et les dallettes ont présenté un
écaillage en surface tandis que sous feu ISO les éprouvettes de béton de référence n’étaient
que fissurées. Les bétons de référence avaient 220 jours lors des essais ISO et 320 jours lors
Figure 119 Les parties écaillées de la dallette CS 60 sont comblées par la pâte à modeler
175
des essais à 10°C/min. Plusieurs hypothèses existent vis-à-vis de l’influence d’âge sur
l’écaillage des bétons. Malhotra ((Malhotra 1984) suppose que le vieillissement de la
structure en béton augmente le risque d’écaillage. Dans le cas du chauffage des bétons de
référence, la teneur en eau des bétons au feu ISO était plus élevée (4,7 %) que celle du
chauffage à 10°C/min (3.7 %) et cependant l’écaillage a eu lieu à 10°C/min. L’écaillage du
béton de référence sous chauffage à 10°C/min n’est donc pas lié à une plus forte teneur en
eau.
Une porosité plus faible 9,4 % (à 320 jours) au lieu de 11,2 % (90 jours) traduisant la poursuite
des réactions d’hydratation est observée sur les bétons soumis au chauffage à 10°C/min.
Outre le volume total de pore, la dimension des pores et leurs connectivités diminuent avec
la durée de cure humide du béton (De Larrard 2002). Ceci pourrait favoriser une plus grande
instabilité thermique lors de ce dernier chauffage liée à un moins bon transfert hydrique.
Par ailleurs, le plus fort gradient thermique induit par la sollicitation ISO peut aussi générer en
surface des fissures d’origine thermomécanique qui favorise par la suite l’évacuation de l’eau
de l’éprouvette. Ceci pourrait aussi contribuer à l’absence d’éclatement des éprouvettes
cylindriques de référence sous scénario ISO.
Mindeguia (Mindeguia 2009) a réalisé des tests de chauffage sur des dallettes L 700 mm x l
600 mm x h 150 mm, conservées dans l’eau pendant 28 jours et ensuite en chambre climatisée
à 20°C et 50 % de HR (W0 = 4,57 %), ainsi que des éprouvettes conservées seulement en
chambre climatisée à 20°C et 50 % de HR (W0 = 3,5 %) pendant au moins 90 jours. La rampe
de chauffage a été fixée à 10°C/min jusqu’à 600°C au niveau des éléments chauffants. Les
compositions B60 (60 MPa) ont présenté une éjection d’un important volume de béton en
surface exposée. Pratiquement toute la surface exposée de la dallette était endommagée pour
les deux types de cure. Ces résultats montrent que la différence d’âge de nos bétons
n’explique pas les différences d’écaillage.
4 Transfert thermo-hydrique dans la dallette
4.1 Perte de masse
Afin de mieux évaluer le comportement des dallettes lors du chargement thermique nous
avons réalisé la pesée des dallettes avant et après chauffage. La pesée de la dallette CS 60 n’a
pas pu être réalisée. Jusqu’à 600°C, la perte de masse est fortement liée à la perte de matière
par écaillage et au départ d’eau libre et liée dans le béton.
La perte de masse totale est calculée par la différence des masses avant et après le chauffage.
La perte de masse liée au départ de l’eau est calculée comme la perte de masse totale moins
la perte de masse par écaillage (Phors écaillage = Ptot – Péc). La perte de masse par écaillage est
déterminée au moyen du volume de la partie écaillée et de la masse volumique du béton. Le
176
Tableau 34 présente l’évolution de la masse des dallettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 avant et
après le chauffage de la deuxième gâchée.
Le béton CPPS 0,75-60 présente une plus grande perte de masse hors écaillage. Le béton CPPS
0,75-60 présente une porosité et une perméabilité plus élevée à partir de 200°C (Chapitre 4)
que celles des deux autres bétons, par conséquent, le transfert hydrique est plus facile dans
ce béton. La quantité d’eau libre contenue dans le béton de référence (3,7 %), mesurée sur
les éprouvettes cylindriques est supérieure à la perte de masse « hors écaillage » (3,3 %). Ceci
est probablement dû à la méthode d’estimation du volume d’écaillage.
Tableau 34 Masse des dallettes avant et après chauffage
Bétons Masse
avant
chauffage
[kg]
Masse
après
chauffage
[kg]
Perte
[kg]
Perte
totale
[%]
Perte de
masse hors
écaillage [%]
Perte estimée
de l’écaillage
[%]
Créf(C)* 51,6 47,7 3,9 7,6 3,3 4,3
CS 60* Pas de mesure
CPPS 0,75-60 52,8 48,6 4,2 8,0 8,0 -
* - béton écaillé
4.2 Evolution de la température
La Figure 120 montre les évolutions de températures mesurées au cours du chauffage des
dallettes. Les températures mesurées sont la température du four (Tfour), deux mesures sur
la face chauffée (Tsurf exp 1 et 2), une mesure de la face froide (Tface froide) et trois mesures
à l’intérieur des dallettes (à 0,5 – 3 – 6 cm de la face exposée). Un disfonctionnement est
remarqué au niveau du thermocouple de surface froide du béton CS 60.
Deux thermocouples posés en surface chauffée des trois bétons témoignent de la répartition
homogène de la température à cet endroit (Tsurf exp 1 et 2). Sur les courbes d’évolution de
température de surface des bétons Créf(C) et CS 60, nous observons des perturbations
caractérisées par une baisse et reprise de température. Cette baisse s’identifie à 500°C pour
le béton CS 60, 500-600°C pour le béton Créf(C). Ce phénomène pourrait avoir lieu à l’instant
où s’est produit l’éclatement et/ou l’écaillage des dallettes. Un léger changement d’allure
apparait sur les courbes de température à 3 et 6 cm de la face chauffée des bétons Créf(C) et
CS 60. Ces points d’inflexion témoignent du moment de l’évaporation d’eau (consommation
de la chaleur sous forme latente). Lors de la montée en température, l’eau libre et l’eau liée
se vaporisent. La vapeur s’accumule et retarde la propagation de la chaleur dans l’éprouvette.
Cette perturbation a été également notée par Nguyen (Nguyen 2013) lors du chauffage des
éprouvettes cylindriques (Ø60 cm et h 60 cm). Cependant, il faut noter que CPPS 0,75-60 ne
177
présente pas de point d’inflexion correspondant à la vaporisation de l’eau, ceci pourrait
expliquer un plus faible volume d’eau accumulé (absence du bouchon hydraulique).
Contrairement à ce qui aurait été attendu, les valeurs des températures à 3 et 6 cm de la face
chauffée des dallettes qui ont présenté des instabilités thermiques (Créf(C) et CS 60) sont très
proches. Les thermocouples de T (3cm) et T (6cm) sont positionnés respectivement sous des
bords opposés de la dallette et il est possible que la profondeur non uniforme d’écaillage,
allant jusqu’à 3 cm, ait modifiée la répartition latérale de la chaleur dans la dallette. Les
températures à 3 et 6 cm du béton CPPS 0,75-60 qui n’a pas écaillé, évoluent, elles, de façon
cohérente.
La distribution de température est globalement similaire dans les trois types de béton. La
présence de fibres ne modifie pas la distribution de température dans l’échantillon ce qui est
en accord avec les faibles différences de diffusivité mesurée.
178
0
100
200
300
400
500
600
700
0 2 4 6 8 10 12
T (°
C)
Temps (h)
Créf(C)
0
100
200
300
400
500
600
700
0 2 4 6 8 10 12
T (°
C)
Temps (h)
CS 60
0
100
200
300
400
500
600
700
0 2 4 6 8 10 12
T (°
C)
Temps (h)
CPPS 0.75-60
Figure 120 Courbes d’évolution de températures des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
179
4.3 Evolution de la pression dans les pores
La Figure 121 présente l’évolution des pressions mesurées à 3 et 6 cm et les températures à 3
ou 6 cm correspondantes en fonction du temps. D’une manière générale, les pressions
augmentent rapidement vers une valeur maximale puis chutent progressivement. L’allure des
courbes de pression à 3 cm (Créf(C)) et à 6 cm (CPPS 0,75-60) ne présente pas d’évolution
cohérente vis-à-vis des phénomènes physiques. On suppose que les mesures aient pu être
Figure 121 Evolution de température de surface et de pression à 3 et 6 cm des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps (h)
Créf(C)
T (3cm) P (3cm)
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps (h)
Créf(C)
T (6cm) P (6cm)
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps(h)
CS 60
T (6cm) P (6cm)
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps (h)
CS 60
T (3cm) P (3cm)
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps (h)
CPPS 0.75-60
T (3cm) P (3cm)
0
1
2
3
4
5
0
100
200
300
400
500
0 2 4 6 8 10 12
P (
bar
)
T (°
C)
temps (h)
CPPS 0.75-60
T (6cm) P (6cm)
180
perturbées (fissuration, problème du capteur). Ces mesures ne seront pas prises en compte
lors de l’analyse ultérieure.
Il est important de noter que les pressions mesurées à des profondeurs de 3 et 6 cm ne
correspondent pas nécessairement aux pressions maximales développées dans le béton.
Les pressions maximales enregistrées sont de 2,4 bar à 3 cm et de 2,9 bar à 6 cm de la face
exposée. Les températures à 3 et 6 cm varient respectivement entre 170°C et 220°C. Cette
plage de la température locale correspond au domaine du départ de l’eau libre et de l’eau
liée. L’augmentation de pression est consécutive à la vaporisation de l’eau. La Figure 122
présente l’évolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3 et
à 6 cm à partir de la face chauffée en fonction de la température aux mêmes profondeurs.
Exceptée pour le béton Créf(C) (3 cm), l’amplitude maximale de différence de température
intervient à des températures locales se situant entre 80°C et 150°C. Hormis le béton de
référence (à 3 cm), les températures où les gradients thermiques et pressions atteignent des
valeurs maximales se situent entre 80°C et 220°C. La cinétique des processus thermique et
hydrique conduit aussi simultanément à des amplitudes significatives des contraintes
thermiques liées aux gradients de température, de contraintes hydriques induites par les
pressions. Ceci confirme les hypothèses de la littérature concernant la double origine de
l’écaillage ((Zhukov 1976), (Khoury 2000)).
Bangi et al. (Bangi and Horiguchi 2012) ont testé des bétons de cocktail de fibres contenant
0,1 % et 0,4 % de fibres de polypropylène et métalliques respectivement (71 MPa) au
chauffage de 10°C/min jusqu’à 600°C. Pour les mesures de pression l’auteur a utilisé des
disques métalliques frités de taille Ø 12 x 4 mm. Les pressions mesurées à 10, 30 et 50 mm
sont inférieurs à 1 MPa (0,4 ; 0,7 ; 0,9 MPa respectivement). Nos valeurs sont inférieures à
celles relevées par Bangi et al (Bangi and Horiguchi 2012).
Les résultats du Chapitre 4 montrent que les bétons CPPS 0,75-60 ont une perméabilité et
porosité plus élevées que celles des bétons CS 60 et Créf(C). Cependant les mesures de
Figure 122 Evolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3 et à 6 cm de l'éprouvette en fonction de la température à 3 ou à 6 cm de la surface exposée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60
-200
0
200
400
600
0 100 200 300 400 500 600Tsu
rf e
xp -
T (6
cm
)
T (6 cm)
Céf(C) CS 60 CPPS 0,75-60
-200
0
200
400
600
0 100 200 300 400 500 600Tsu
rf e
xp -
T (3
cm
)
T (3 cm)
Créf(C) CS 60 CPPS 0,75-60
181
pressions à 3 cm de la face chauffée ne montrent pas de différence significative entre les
valeurs des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60.
Les mesures de pression peuvent présenter quelques imprécisions. Premièrement, en étant
en acier, le capteur de pression peut générer des incompatibilités de déformations lors du
chauffage, provoqué par la décohésion entre la sonde et la pâte du béton. Deuxièmement, la
taille significative du capteur (Ø 12,5 x 24,2 mm) implique des mesures de pression moyennes
qui peut masquer des éventuels pics de pression à l’origine de l’instabilité thermique.
5 Discussion sur le chargement thermique unidirectionnel
de la dallette
Un chauffage unidirectionnel de 10°C/min jusqu’à 600°C est effectué sur des dallettes de
dimensions L 600 mm x I 300 mm x Ep. 120 mm et sur des éprouvettes cylindriques Ø 15 cm x
30 cm. Les formulations testées sont celles du Chapitre 4 : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60.
Le chauffage des dallettes a montré un écaillage de la formulation CS 60 allant jusqu’à 10 %
de la surface chauffée, ainsi qu’un fort écaillage des éprouvettes cylindriques. Une instabilité
thermique est notée avec la formulation des bétons de référence. Seule la composition des
bétons CPPS 0,75-60 n’a pas présenté d’instabilité thermique.
Les éprouvettes cylindriques du béton de référence présentent une instabilité thermique sous
chauffage à 10°C/min contrairement à un chauffage au feu ISO de deux heures, où sont
apparues seulement des fissures. Il est possible qu’un plus fort gradient thermique ait généré
des fissurations du béton lors du feu ISO, évitant l’écaillage, en favorisant les transferts
hydriques. Les éprouvettes cylindriques du béton CS 60 montrent un plus fort écaillage à
10°C/min qu’au feu ISO. La répartition spatiale variable de l’écaillage des bétons Créf(C)
(écaillage au milieu de la dallette) et CS 60 (écaillage sur les bords opposés de la dallette)
indique que la concentration des contraintes dans le matériau varie d’un chauffage à l’autre.
Cette variation pourrait être due à l’effet des fibres métalliques. Comme nous l’avons noté
dans les Chapitres 3 et 4, les fibres métalliques retiennent les parties écaillées et limitent
l’ouverture des fissures. Il est possible que lors du chauffage les fibres métalliques aient une
influence sur la répartition des contraintes au sein du béton.
Le béton CPPS 0.75-60 a une perte de masse plus élevée (4,2 kg) par rapport aux bétons de
référence (3,9 kg), ce qui indique un départ d’eau probablement facilité par la plus forte
porosité et perméabilité de béton de cocktail de fibres (cf. Chapitre 4).
Les évolutions de température au sein des éprouvettes ne montrent pas d’écarts significatifs
entre les différents bétons, ceci corrobore les résultats des propriétés thermiques des trois
bétons (Chapitre 4) relativement proches.
182
Les pressions des trois bétons montrent des valeurs variables, qui ne dépassent pas 0,5 MPa.
Ces résultats restent surprenants, car les valeurs de perméabilité à 20°C, 200°C, 300°C et 500°C
sont plus élevées pour le béton CPPS 0,75-60 que pour les bétons CS 60 et Créf(C). Les courbes
de pression présentent un pic entre 170°C et 220°C et ensuite baissent relativement
progressivement.
La pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans la
même plage de températures. Ceci peut indiquer une double origine de l’écaillage suite
à l’augmentation conjointe des pressions et des contraintes thermo mécaniques.
6 Conclusion
Les dallettes de dimensions L 600 mm x I 300 mm x Ep. 120 mm ont été chauffées
unidirectionellement à 10°C/min avec un palier de 4 heures jusqu’à 600°C. Trois formulations
de béton sont utilisées pour confectionner les dallettes : le béton de référence Créf(C), le
béton de fibres métalliques CS 60 et le béton de cocktail de fibres métalliques et de
polypropylène CPPS 0,75-60.
Les essais sur les dallettes ont montré un écaillage de la formulation CS 60 allant jusqu’à 10 %
de la surface chauffée, ainsi qu’un écaillage explosif des éprouvettes cylindriques, chauffées
simultanément. La composition des bétons CPPS 0,75-60 n’a pas présenté d’instabilité
thermique. La dallette de béton de référence Créf(C) a écaillé, ainsi que les quatre éprouvettes
cylindriques de la même formulation. Le plus fort endommagement des éprouvettes
cylindriques montre l’influence défavorable d’un chauffage sur toutes les faces par rapport à
la sollicitation unidirectionnelle. Le béton de référence ne présentait pas d’écaillage sous
scénario ISO, mais des éclatements et écaillage sous rampe à 10°C/min. Une sollicitation plus
rapide génère un plus fort gradient thermique et de plus fortes contraintes de compression
en surface à l’origine d’un endommagement et d’une fissuration de la partie périphérique.
Cette dernière facilite l’évacuation de l’eau sous forme liquide et vapeur vers l’extérieur de
l’éprouvette limitant ainsi la part de l’eu migrant vers l’intérieur qui en se condensant va
former une zone saturée étanche (bouchon hydraulique).
Nous avons remarqué une plus forte perte de masse des bétons CPPS 0,75-60, qui corrobore
les résultats de perméabilité et de porosité, analysés dans le Chapitre 4, cependant l’évolution
de pressions ne montre pas d’écarts significatifs entre les bétons CPPS 0,75-60 et CS 60. Les
valeurs de pression obtenues sont globalement faibles et l’on peut penser que la présence du
dispositif de mesure dans le béton ait eu une incidence sur les pressions mesurées.
Les évolutions similaires de température dans l’épaisseur de la dallette sont cohérentes avec
les propriétés thermiques proches des trois bétons.
183
La pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans la
même plage de températures. Ceci peut indiquer une double origine de l’écaillage suite à
l’augmentation conjointe des pressions et des contraintes thermo mécaniques.
184
Conclusion générale et perspectives
L’objectif de ce travail de recherche était de contribuer de façon expérimentale à une
meilleure connaissance du comportement du béton porté à hautes températures et de
l’influence des fibres de polypropylène et/ou métalliques. Des corps d’épreuve de bétons à
hautes performances avec ou sans les fibres ont été confectionnés, conservés et soumis à
différents chargements thermiques, ISO 834, chauffage lent à 0,5 C/min, chauffage multi et
unidirectionnels (10°/min). Ces différents modes de sollicitation permettent de croiser les
analyses afin de mieux appréhender les mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique des
bétons. Ce travail est structuré en trois grandes parties. Les essais sous scénario incendie ISO
834 (2heures) ont permis de tester la résistance à l’écaillage de 10 formulations où variaient
la nature des granulats, la quantité, la nature et la géométrie des fibres et l’état d’humidité
des bétons. Suite à cette première étude, quelques formulations présentant des stabilités
thermiques opposées ont été sélectionnées afin de caractériser l’évolution de leurs propriétés
physiques, thermiques, mécaniques et microstructurelles qui seront donc mises en relation
avec leurs différences de sensibilité à l’écaillage. Enfin ces formulations ont été testées à
l’échelle de la dallette en les soumettant à un chauffage unidirectionnel pendant lequel un
suivi de la température et de la pression est effectué à différentes profondeurs. Plusieurs
points sont à retenir à l’issu de ce travail.
Dans la première partie de cette étude, des corps d’épreuve de bétons de référence (bétons
sans fibres), de bétons de fibres de polypropylène, de bétons de fibres métalliques et de
bétons de cocktail de fibres ont été confectionnés et conditionnés suivant trois modes
différents afin de faire varier leur état d’humidité initial avant le chauffage. Les corps
d’épreuve sont ensuite soumis à un chauffage rapide de type incendie ISO. Les granulats
utilisés étaient de nature calcaire ou silico-calcaire (silex). Le rapport E/C des différentes
compositions de béton était de 0,38 avec un volume de pâte gardé constant. Les fibres de
polypropylène de longueurs différentes et les fibres métalliques avec des dosages variés ont
été ajoutées à la composition de béton de référence. Au total, dix compositions de bétons ont
été formulées dont deux avec des granulats de silex (une sans fibres et une avec le cocktail de
fibres de polypropylène et métalliques). La résistance à la compression des bétons à la
température ambiante est respectivement de 54 et 60 MPa pour les bétons de granulats de
silex et calcaires. La teneur en eau libre variait de 2,1 à 5,2 %. Les résultats, après chauffage
ISO 834, montrent dans l’ensemble une absence d’éclatement explosif des corps d’épreuve.
L’effet de la variation de l’état d’humidité sur la stabilité thermique n’est pas remarqué dans
le cadre cette étude. Selon certaines études et l’Eurocode 2 ((EUROCODE 2 2004), (Mindeguia
2009)) une teneur en eau supérieure à 3 % pour une telle composition de béton pourrait
générer des écaillages. Certaines compositions de bétons ont présenté des éclatements de
granulats en surface, une forte densité de fissurations (béton de silex) ou un fort écaillage avec
un détachement de gros morceaux de béton (béton contenant 60 kg/m3 de fibres
185
métalliques). Nous pouvons retenir un comportement thermique instable des bétons de
granulats de silex et de bétons avec un fort dosage en fibres métalliques. Une friabilité
importante des fibres métalliques a été observée et pourrait être liée à l’oxydation et la
corrosion de l’acier aux températures élevées. L’addition de 0,75 kg de fibres de
polypropylène a permis d’éviter l’écaillage observé sur ces bétons. L’influence de la variation
de la géométrie des fibres de polypropylène et de son dosage n’est pas remarquée à travers
cette étude de stabilité thermique. L’évolution de température au sein des éprouvettes est
semblable pour toutes les formulations.
A l’issu de cette phase d’analyse de la stabilité thermique, les compositions de béton de
référence de granulats calcaires, de béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques (béton
écaillé) et de béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CPPS 0,75-60) ont
été retenues pour une étude de caractérisation des propriétés thermiques, physiques et
mécaniques. Cette seconde partie de l’étude a pour but de comprendre les différences de
stabilité thermique entre les bétons sélectionnés et de caractériser l’apport des fibres sur les
performances mécaniques résiduelles. Les corps d’épreuve issus de ces compositions sont
soumis à des cycles de chauffage-refroidissement à une vitesse de chauffe de 0,5°C/min. Pour
la détermination des propriétés de transferts et l’évolution de la microstructure, les
températures ciblées sont de 200 et 500°C. Les essais de perméabilité incluent une
température intermédiaire de 300°C. En ce qui concerne les propriétés mécaniques
résiduelles, les paliers de température retenus sont à 300, 600, 750 et 900°C. Les points
importants à retenir de cette phase de caractérisation sont :
Au cours des différents cycles de chauffage-refroidissement, aucun éclatement
explosif n’a été observé pour les trois compositions de bétons étudiées. Le fort
écaillage signalé dans la première partie des bétons de fibres métalliques n’est pas
remarqué.
Les mesures des propriétés de transfert thermique (conductivité, chaleur spécifique,
diffusivité thermique) sont réalisées durant la phase de chauffage et celle du
refroidissement. Les mesures de conductivité thermique à température ambiante
montrent l’influence de la présence des fibres de polypropylène et des fibres
métalliques sur les propriétés de transfert du béton. La conductivité thermique des
bétons étudiés est respectivement de 2,3 W/m.K, 2,2 W/m.K et 2,0 W/m.K pour les
bétons CPPS 0,75-60, CS 60 et Créf(C). Durant la montée en température, la
conductivité thermique diminue quasi linéairement jusqu’à 600°C. L’écart de
conductivité lié à la présence des fibres s’amoindrit avec la température jusqu’à
disparaître 600°C. Durant le refroidissement, une hystérésis est observée en lien avec
l’irréversibilité des transformations physico-chimiques qui conduisent à
l’endommagement du matériau. La conductivité thermique résiduelle après un
chauffage à 600°C représente 75 % de sa valeur initiale. La valeur résiduelle est plus
élevée que la valeur mesurée à chaud (72 % de la valeur initiale). La chaleur spécifique
augmente légèrement avec la température jusqu’à 500°C (150 %) et ensuite plus
186
fortement (181 %). La diffusivité thermique diminue avec la température. De 20°C à
600°C les bétons perdent environ 75 % de leur valeur initiale. Toutefois, au
refroidissement, les trois bétons retrouvent 85 % de leur diffusivité initiale.
Les perméabilités intrinsèques des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 sont
respectivement, après séchage à 80°C, de 4,5E10-17, 2,9E10-17 et 4,5E10-17 m². Une
faible augmentation de la perméabilité est observée après le chauffage à 200°C.
L’augmentation de perméabilité des bétons CPPS 0,75-60 est plus importante que celle
des autres bétons. Cette perméabilité supplémentaire des CPPS 0,75-60 pourrait être
liée au changement de phase des fibres de polypropylène autour de la température de
160°C. La différence de perméabilité entre CCPS 0,75-60 et les autres bétons est
maximale à 300° C et à 500°C, les valeurs de perméabilité des trois bétons se
rejoignent. Les observations au MEB ont mis en évidence les microfissurations liées
aux lits de fibres de polypropylène formant un réseau continu. Par conséquent, la
perméabilité augmente significativement suite à la présence de ce réseau. Ces
observations ont montré également que la pâte de ciment des bétons CS 60 et CPPS
0,75-60 apparait moins fissurée que celle du béton Créf(C) avec une plus faible
proportion de fissures radiales aux granulats.
A température ambiante, les porosités à l’éthanol des bétons fibrés (P CS 60 = 8,5 % et
P CPPS 0.75-60 = 8,6 %) sont semblables et inférieures à celle du béton de référence (P Créf(C)
= 11,2 %). Les résultats de la perte de masse et de la perméabilité corroborent les
résultats de la porosité : jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres
est observée et ensuite entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent
plus rapidement. Par contre la porosité totale parait un indicateur moins sensible que
les mesures de perméabilité pour discriminer les différents bétons et mettre en
évidence l’influence des fibres. Au-delà de la valeur totale de porosité, la distribution
de la taille des pores en fonction de la température de chauffage a pu être analysée
grâce aux essais de porosimètrie mercure. Dès 200°C, le béton CPPS 0,75-60 présente
des nouveaux pores de taille importante (> 10 µm), se distinguent plus nettement à
500°C. A 500°C, le béton Créf(C) présente trois nouvelles familles de pores,
correspondant à la microfissuration de la pâte et de l’interface pâte-granulat, mais qui
ne se retrouvent pas dans les bétons avec fibres métalliques CS 60 et CCPS 0,75-60. La
porosité piégée de ces deux bétons ne diminue pas avec la température à 200°C à
l’inverse de celle du béton de référence. La présence de fibres métalliques a une
influence sur l’évolution de la distribution porale avec la température puisqu’une plus
faible part de pores « intermédiaires » (1 m environ) est observée après chauffage.
Les fibres de polypropylène génèrent l’ouverture de pores de grandes dimensions (>
10m) qui contribuent fortement à l’augmentation de la perméabilité.
La pesée des éprouvettes avant et après le chauffage indique que le béton CS 60
présente un retard d’évacuation d’eau entre 200°C et 500°C. La perte de masse des
bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 diminue progressivement jusqu’à 750°C (9,2 % et 8,7 %
respectivement à 750°C), ensuite le phénomène de décarbonatation des granulats
187
calcaires entraine une forte perte de masse des deux bétons (19,8 %, 17,6 %
respectivement).
Les propriétés mécaniques étudiées sont la résistance à la compression, le module
d’élasticité et la résistance à la traction par flexion des bétons. D’une manière globale,
nous avons remarqué la baisse des performances mécaniques résiduelles des bétons
avec la montée en température. L’ajout des fibres métalliques a induit une
amélioration des propriétés mécaniques résiduelles par rapport au béton sans fibres
Créf(C). Les pertes moyennes de résistance et du module d’élasticité sont moins
importantes pour le béton fibré (10 %). Les fissurations qui se développent à l’interface
de la pâte de ciment et des fibres métalliques vers 500°C et la porosité supplémentaire
induite par les fibres de polypropylène dès 200°C n’annulent pas l’effet positif des
fibres métalliques vis-à-vis de la reprise des efforts de traction et de la limitation
d’ouverture des fissures. La ductilité des bétons fibrés est conservée jusqu’à 750°C.
Cependant, à 900°C, le béton devient plus fragile, ce qui peut s’expliquer par
l’oxydation et ensuite la corrosion des fibres métalliques à des températures élevées.
Le module d’élasticité des bétons baisse progressivement durant le chauffage.
Enfin, dans la dernière partie de cette étude, des dallettes de dimensions L 60 cm x l 30 cm x
h 12 cm et des éprouvettes cylindriques 15 cm x 30 cm ont été confectionnées pour les
compositions de bétons de Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60. Les dallettes sont instrumentées
de capteurs de pression et thermocouples noyés dans le béton. Elles ont été ensuite soumises
à un chauffage unidirectionnel à la vitesse de 10°C/min jusqu’à 600°C avec un palier de 4
heures. L’objectif de cette partie était de se rapprocher d’un élément de structure où une
seule surface subirait une sollicitation thermique. Nous pouvons ainsi retenir :
Les dallettes de béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques et de béton de
référence ont présenté des écaillages allant jusqu’à 3 cm de profondeur sur la face
chauffée. Les éprouvettes cylindriques et les dallettes du béton CPPS 0,75-60 sont
restées intactes après le chauffage.
Le béton CPPS 0,75-60 présente une perte de masse plus élevée (4,2 kg) que le béton
Créf(C) (3,9 kg). Il est possible que le départ d’eau soit facilité par la plus forte porosité
et perméabilité de béton de cocktail de fibres.
Les évolutions similaires de température au sein des dallettes corroborent les résultats
proches de propriétés thermiques des trois bétons. Les pressions dans les trois bétons
à 3 et 6 cm de la face chauffée sont de faibles valeurs, ne dépassant pas 0,5 MPa. La
pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans
une même plage de température (170°C et 220°C). Ceci peut expliquer une double
origine thermo hydrique et thermo mécanique de l’écaillage des bétons CS 60 et
Créf(C).
A travers cette étude, nous avons montré l’influence des fibres de polypropylène et
métalliques dans le béton à hautes performances à des températures élevées. Le béton CS 60
188
a montré un écaillage quel que soit le chargement thermique, ISO 834 ou rampe à 10°/min et
la géométrie du corps d’épreuve, cylindre ou dallette. L’apport de fibres de polypropylène à
un très faible dosage 0,75 kg/m3 s’est révélé efficace à empêcher l’écaillage pour toutes les
configurations de chargement thermique. L’action des fibres métalliques a pu être mise
clairement en évidence par de plus fortes perméabilité notamment entre 200°C et 300°C,
plage de température où les contraintes thermo-hydriques les plus élevées. Le suivi de perte
de masse et la mesure des différences de températures au sein de l’éprouvette ont pu
confirmer un départ plus précoce de l’eau pour le béton CCPS 0,75-60. Le béton de référence
ne présentait pas d’écaillage sous scénario ISO, mais des éclatements et écaillage sous rampe
à 10°C/min. Une sollicitation plus rapide génère un plus fort gradient thermique et de plus
fortes contraintes de compression en surface à l’origine d’un endommagement et d’une
fissuration de la partie périphérique. Cette dernière facilite l’évacuation de l’eau sous forme
liquide et vapeur vers l’extérieur de l’éprouvette limitant ainsi la part de l’eau migrant vers
l’intérieur qui en se condensant va former une zone saturée étanche (bouchon hydraulique).
Pour un dosage important en fibres métalliques, les fissures observées sur les éprouvettes
après le feu ISO ou l’observation de la microstructure suite à l’étude de caractérisation ont
montré que les fibres métalliques limitaient et ralentissaient la fissuration. L’eau s’évacue en
effet plus difficilement comme l’a montré le suivi de perte de masse.
Cette étude a amené un certain nombre de réponses, mais aussi suscité d’autres
interrogations qui nous permettent de dégager plusieurs axes de réflexion pour la suite :
Lors de l’essai au feu ISO, la formulation CS 60 a présenté un écaillage. En rajoutant
0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène dans la formulation CS 60, devenue alors CPPS
0,75-60, l’écaillage a été évité. La formulation CPPS 0,75-30 n’a pas présenté
d’écaillage. Cependant, la formulation de béton avec 30 kg/m3 de fibres métalliques
seule n’a pas été testée. Il serait intéressant de tester des dosages inférieurs en fibres
métalliques au feu ISO, afin de préciser le seuil de stabilité et préconiser selon les cas
l’ajout de fibres de polypropylène.
L’état d’humidité a une influence indéniable sur la résistance à l’écaillage, mais la
teneur en eau libre du béton ne semble pas un critère suffisamment pertinent et
surtout généralisable pour toutes les formulations. Une étude serait nécessaire afin de
définir des seuils en fonction du degré de saturation des bétons qui tiendrait donc
compte de la part de porosité ouverte.
Afin d’améliorer la compréhension des mécanismes à l’origine de l’écaillage et
l’éclatement des bétons il serait intéressant de compléter cette étude par des mesures
de perméabilité à chaud des bétons, sous différents gradients thermiques. En effet les
perméabilités résiduelles ne traduisent pas de façon réaliste la perméabilité au cours
du chauffage qui est conditionnée par la présence d’eau et sa migration.
Déterminer des indicateurs significatifs de sensibilité à l’écaillage de façon à pouvoir
généraliser ces résultats indépendamment des paramètres de formulation.
189
La technique de mesure de la pression n’étant pas optimale, l’essai a donné des
résultats variables. Une amélioration de cette technique de mesure est nécessaire.
Plusieurs travaux de recherche ont noté une influence favorable des fibres de
polypropylène vis-à-vis de la stabilité thermique. Ceci s’accompagne d’une forte
augmentation de la perméabilité et de la taille des pores dès 200°C. Ceci peut favoriser
les phénomènes de carbonatation et de pénétration d’agents agressifs qui réduirait la
durée de vie de l’ouvrage. Il semble donc nécessaire d’étudier la durabilité des bétons
de fibres polypropylènes après sollicitation thermique.
190
Références bibliographiques
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Annexes
Annexe 1 Synthèse d’influence de fibres de polypropylène sur la résistance au feu des bétons
Source Type de
béton
fc, MPa,
E/C
Géométrie
de FPP
L (mm) D
(µm)
Dosage
(kg/m3)
Type et Ø
de
granulat
(mm)
Vitesse, T° de
chauffage,
conservation
Observations
(Yin et al.
2000)
BO
BHP
99
0,49
Cylindrique
19mm x
300µm
1,8 Granite 10
et 20 mm
800 et 1100°C
eau à 20 5°C
pendant 3 mois
FPP ne dégradent pas la résistance
résiduelle du béton
1,8 kg/m3 FPP suffisant pour prévenir
l'écaillage
(Kalifa et al.
2001) (projet
BHP 2000)
BHP avec
10% de la
fumée de
silice
105-110
-*
Rectangulaire
50 x 150µm² x
19 mm
0,5
1,1
1,75
2,4
3
Calcaire
5/12,5;
12,5/20
mm
1,6 °C/min
ISO 834
Sac hermétique
pendant 3 mois
Le dosage de 2 kg/m3 de FPP est
efficace jusqu’à 100 MPa sous ISO
834. Les mesures de pression ainsi
que les mesures de perméabilité
suggèrent qu'un dosage d'environ 1
kg/m3 devrait être suffisant pour ce
type de béton
200
(Bilodeau et al.
2004)
Béton
léger
avec de la
fumée de
silice
50-54
0,33 (pour
l= 12,5
mm)
0,33 et
0,42 (pour
l= 20mm)
12,5 mm
20 mm
1,5
2,5
1,5
2,5
3,5
A faible
absorption
et à haute
absorption
ISO 834
Enceinte de 23°C
et HR de 100 %
pendant 1 jour
puis sacs étanches
6 j. puis enceinte
à t° ambiante
avec HR de 50 %
Les fibres de 12,5 mm sont beaucoup
plus efficaces que les fibres de 20
mm
Il semble que 1,5 kg/m3 de fibre
suffisent pour un béton de E/C = 0,42
(Hager and
Pimienta 2004)
(projet BHP
2000)
BHP avec
10 % de
fumée de
silice
92-112
0,3
Rectangulaire
50 x 150µm2 x
19mm
0,9
1,75
Calcaire
5/12,5
12,5/20
mm
0,5 ; 1 ; 5 °C
120, 250, 400,
600°C
6 j. dans sac
étanche 20°C puis
enceinte de 20°C
HR 50% - 90j.
L’ajout des FPP provoque une
diminution des résistances à la
compression à 20°C de 17 et 25 %
pour un taux de fibres
respectivement de 1,75 et 0,9 kg/m3
et ceci malgré une augmentation de
la quantité de pâte de ciment par
rapport à la formulation du M100C
sans fibres de 10 %
201
(Chen and Liu
2004)
BHP 82-86
0,33
Cylindrique
15mm x
100µm
5,4 Calcaire
5/20 mm
10°C/min
20, 200, 400, 600,
800°C
Eau 28 jours
enceinte HR 75%
28 j.
Le premier écaillage est apparu après
800°C
Augmentation de la résistance
résiduelle à la compression avec 0,6
% de fibres
(Poon et al.
2004)
BHP 69-87
0,29
Cylindrique
19mm x 52µm
1
2
Granite
10 et 20
mm
2,5°C/min
600 et 800°C
Eau 28 jours puis
à 20°C pendant 28
jours
Le BHP a conservé environ 45 % de sa
résistance initiale à la compression,
après une exposition à 600 °C. Sa
résistance à 800°C est à 23 % de la
valeur initiale
(Noumowé
2005)
BHP 61-76
0,33
13 mm 1,8 5/12 et
12/25 mm 0,5 °C
200°C
La résistance à la compression après
200°C est de 63 % de la valeur initiale.
Le module d’élasticité est de 67 % de
la valeur initiale
(Peng et al.
2006)* BHP
0,26
94 Cylindrique
20mm x 20µm
1 Calcaire
?
10°C/min
De 200 à 800°C
Eau-28 jours, puis
à 20°C-56 j.
Résistance résiduelle à la
compression a diminué après 400 ° C
2 éprouvettes sur 16 ont éclaté
202
(S. Suhaendi
and Horiguchi
2006)
BHP 60-80
0,3
Cylindrique
6mm x 60µm
30mm x 60µm
2,25
4,5
2,25
4,5
Grès
20 mm
10°C/min
200 et 400°C
?
Perte des capacités mécaniques et
baisse significative de perméabilité
après 340°C
Réduction de la résistance à la
traction de 50 % après 400°C
(Xiao and
Falkner 2006) BHP
fumée de
silice
50,
80, 100
0,3
0,5
0,7
Cylindrique
15mm x 45µm
1,8 Calcaire
5/15
5/20 mm
100°C par l’étape
ISO 834
enceinte HR 95%
pendant 28 jours
Pas d’écaillage
L’ajout de FPP dans le BHP n’a pas
d’effet négatif sur les résistances
résiduelles à la compression et à la
flexion après l’exposition aux hautes
températures
(Aydin et al.
2008) Mortier à
haute
résistance
51,9
0,61
Cylindrique
12mm x 50µm
0,9
1,8
2,7
3,6
Basalte
4 mm
5°C/min
900°C
En eau à
20 °C (12 h) puis
autoclave 210°C
et 2 MPA (6h)
La proportion de 0,9 kg/m3 de FPP
semble limiter l’écaillage des
mortiers étudiés
Pas d’influence majeure des
performances mécaniques pour une
proportion de FPP > 1,8 kg/m3
jusqu’à 600°C même avec une forte
teneur en fumée de silice à l’état
saturé
203
(Mindeguia
2009) B40
B40SC
B60
40, 60
0,3
0,38
0,54
12mm x 18µm 1
2
Calcaire
8/12,5
12,5/20
Silico-
calcaire
12,5/20
mm
ISO, lent, HCM
en enceinte
climatisée à
20 °C (90 jours)
Aucune des dallettes ne présente le
risque d’éclatement sous feu ISO et
HCM, excepté le béton B40SC
(Behnood and
Ghandehari
2009)
BHP 60-90
0,3
-
12mm
1
2
3
Calcaire
12,5 mm
3°C/min
100, 200, 300,
600°C
Bain d’eau avec
de la chaux
Au-delà de 100°C la présence des FPP
améliore la résistance résiduelle
2 kg/m3 de FPP est la meilleure
proportion
(Pliya 2010) BO, BHP 46
70
BO – 0,61
BHP-0,3
0,45
6mm x 18µm 1
1,5
2
Silico-
calcaire
4/22,4
mm
1 °C/min
150, 300, 450,
600°C
Moule pendant 7
j. à t° de 20°C puis
sac plastique t° de
Le dosage de 1 kg/m3 de FPP permet
de limiter le risque d’éclatement du
BHP testé
Le dosage de 2 kg/m3 de FPP entraîne
plus de perte à la résistance
résiduelle à la compression pour les
deux bétons
204
20°C, HR 50%
(total de 90 j)
Le dosage de 1,5 kg/m3 de FPP
conduit à des meilleures
performances mécaniques
résiduelles pour les deux
compositions de béton
(Bangi and
Horiguchi
2011)
BO
BHP
-
0,3
Cylindrique
6mm x 18µm
12mm x 18µm
12mm x 28µm
0,9
0,9
0,9
-
13 mm
10°C/min
600°C
Eau saturée de
chaux, 3 mois
Les dimensions des fibres L=12mm,
Ø=16 mm ou 18 µm, semblent les
meilleurs pour faire diminuer la
pression
Le Ø 18 µm représente la pression plu
basse dans les pores, que le Ø de 28
µm
(Ozawa et al.
2011) BHP 75
0,3
Cylindrique
12mm x
100µm
1,35 Calcaire
15 mm
1,7°C/min
100-1100°C
en enceinte à
20 °C 28 jours
La perméabilité de béton contenant
les FPP après 500°C augmente de 12
fois
(Missemer
2011) BCV 150
0,19
6 mm x 18 µm 0,82
1,64
2,463
Fibres
seuls
Essai au
chalumeau
jusqu’à 2000°C
Temps d’essai 5
mn
Eclatement du béton dosé de FPP 6
mm*18 µm
205
3,27
(Missemer
2011) 12mm x 33µm 1,5
3
4,5
Eclatement puis écaillage de béton
dosés de 1,5 et 3 kg/m3 de FPP
(Missemer
2011) 12mm x 50µm 2,3
3,4
4,5
Ecaillage de béton dosé de 2,3 kg/m3
de FPP
(Missemer
2011) 6 mm x 18 µm
6mm x 18µm
12mm x 50µm
12mm x 50µm
2,46
3,27
3,4
4,5
2 mm
3,3 °C/min
Première
campagne
25°, 200°,
300°,550°, 1200
°C
Deuxième
campagne
Les essais ont été réalisés à chaud
Une augmentation de la résistance à
la compression à la température
ambiante et à 300°C. Ensuite une
diminution jusqu’à 550°C, où la valeur de résistance à la compression
est encore de 60 % à 80 % de la valeur
initiale
206
25°, 750°, 1000°C
T ambiante
pendant 3 mois
Pas d’éclatement
(Haniche 2011) BHP 70-90 avec
5% de
fumée de
silice
0,36
Rectangulaire
12mm x 40
µm x 200 µm
Cylindrique
6mm x 15µm
0,5
1
1,5
2
2,5
Calcaire
4/12 mm
5 °C/min
150°, 300°, 450°C
Sacs étanches, t°
de 20°C pendant
28 jours
Aucune éprouvette n’a éclaté
Les bétons chauffés à 450°C perdent
plus de 50 % de leur résistance à la
compression et plus de 40 % de leur
résistance à la traction
(Delhomme
and Haniche
2012)
BHP 80,1-88,2
avec 5% de
fumée de
silice
-
Cylindrique
6mm x 15µm
0,5
1
2
Gravier
0/10 mm
5 °C/min
-, 400°C
Soit en sac
étanche soit dans
l’eau pendant 28
jours
Aucune éprouvette n’a pas éclaté
Un taux de fibre de 1 kg/m3 est
suffisant pour prévenir l’éclatement
* - L’auteur ne précise pas ce paramètre
** En gris sont les formulations ou l’instabilité thermique a été observée
FPP – fibres de polypropylène
FS – fibres métalliques
207
Annexe 2 Synthèse d’influence de fibres métalliques sur la résistance au feu des bétons
Source Type de
béton
fc,
MPa
E/C
Géométrie de
FS
L (mm) D (µm)
Dosage
(kg/m3)
Type et Ø de
granulat (mm)
Vitesse, T° de
chauffage, mode de
conservation
Observations
(Hertz
1992)
BHP 150
-
Cylindrique
12 mm x
400µm
Ratio 30
78
117
234
-
1°C/min
200, 400, 600°C
Parmi 8 éprouvettes 3 éprouvettes ont éclaté
(100 × 200 mm) : deux éprouvettes en BFM
ont explosé à 400°C, une éprouvette en BFM
a explosé à 600°C
(Qian
and
Stroev
en
2000)
BHP 71-80
0,4
Cylindrique
23°C, HR 95-
100% (28
jours)
FS1 15,6 x
FS3 15,6
---------------
FS1 15,6 x
FS3 31,2
FS1 40mm*300µm
FS3 6mm*100µm
FS1 Ratio 133
FS3 Ratio 60
-----------------
FS1 40mm*300µm
FS3 6mm*100µm
Suivant les trois types de FS utilisées, la
meilleure est la FS1 car elle présente un
meilleur rapport l/d
Les fibres SF1 ont une plus grande énergie
d’absorption
L’ajout d’une petite quantité de FS a eu une
influence significative sur la résistance à la
compression, mais la résistance à la traction
n’a pas subi d’impact.
208
-------------
FS1 31,2 x
FS3 15,6
---------------
FS1 31,2 x
FS3 31,2
---------------
FS2 46,8
0,125-16 mm
-----------------
FS1 40mm*300µm
FS3 6mm*100µm
-----------------
FS1 40mm*300µm
FS3 6mm*100µm
-----------------
FS2 30mm*300µm
Ratio 100
(Chen
and Liu
2004)
BHP 82-86
0,33
Cylindrique
25 mm x 500
µm
Ratio 50
47 Calcaire
5/20 mm
10°C/min
20°,200°,400°,600°,
800°C
Eau 28 jours
enceinte HR 75% 28 j.
Gain (par rapport au béton de réf.) sur ft de
40 % à 400°C et 30 % à 800°C
209
(Poon
et al.
2004)
BHP 69-87
0,29
Cylindrique
25mm x
400µm
Ratio 60
78 Granite
10 et 20 mm
2,5°C/min
600 et 800°C
Eau 28 jours puis à
20°C pendant 28 jours
Gain (par rapport au béton de réf.) sur fc de
45 % à 600°C et 28 % à 800°C
(S.
Suhaen
di and
Horigu
chi
2006)
BHP 60-80
0,3
Cylindrique
30mm x
600µm
Ratio 50
19,5
39
Grès
20 mm
10°C/min
200 et 400°C
-
L’ajout de 0,25 et 0,5 % de FS ne permet pas
d’améliorer les propriétés mécaniques
résiduelles du béton chauffé jusqu’à 400°C
(Peng
et al.
2006)
BHP 94
0,26
Cylindrique
30mm x
2000µm
Ratio 15
100 Calcaire
-
10°C/min
De 200 à 800°C
Eau-28 jours, puis à
20°C-56 j.
Instabilités thermiques: 7 éprouvettes sur
16 ont éclaté
La résistance à la compression baisse à
partir de 400°C
La résistance à la traction reste élevée durant
toute la phase de chauffage
(Lau
and
Anson
2006)
BO, BHP 39
53
99
Cylindrique,
25mm x
400µm
Ratio 62,5
78 (1% du
volume)
Granite
10 mm et 20
mm
5°C/min jusqu’à 600°C
puis 4 °C/min
Les résultats sont hétérogènes. On ne
distingue pas d’impact significatif des FS
avant 400°C et au-delà de 800°C. Le gain
induit par les fibres sur les résistances
résiduelles à 600°C varie de 9 à 14 %
210
0,66
0,56
0,32
105, 200, 300, 400,
600, 800, 1000, 1100,
1200 °C
Au 25±3 °C pendant
28 j
(Aydin
et al.
2008)
Mortier
à haute
résistanc
e avec la
fumée
de silice
51,9
0,61
Cylindrique
70 mm x
1400µm
Ratio 50
78 (1% du
volume)
Bazalt 4 mm
5°C/min
900°C
En eau à
20 °C (12 h) puis
autoclave 210°C et 2
MPA (6h)
Gain (par rapport au béton de réf.) sur la fc
de 69 % à 300°C
Résistance à la compression et à la flexion de
mortier HR est augmentée après 600°C
(Pliya
2010)
BO, BHP 46
70
BO –
0,61
BHP-
0,3
0,45
Cylindrique
30mm x
380µm
Ratio 80
20
30
40
Silico-calcaire
4/22,4
Et
6,3-20 mm
1 °C/min
150, 300, 450, 600°C
Moule pendant 7 j. à
t° de 20°C puis sac
plastique t° de 20°C,
HR 50% (total de 90 j)
Amélioration sur résistance à la traction
entre 300 et 600 °C
Meilleur gain avec le dosage de 40 kg/m3
Lors du cycle de chauffage aucune
éprouvette n’a éclaté
211
Annexe 3 Synthèse d’influence de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques sur la résistance au feu des bétons
Source Type
de
béton
fc, MPa
E/C
Géométrie de FS
et FPP
L (mm) D (µm)
Dosage (kg/m3) Type et
Ø de
granulat
(mm)
Vitesse, T° de
chauffage,
mode de
conservation
Observations
(Qian and
Stroeven
2000)
BHP 71-80
0,4
Cylindrique
FPP 12mm x
45µm
FS1 40mm x
300µm
FS3 6mm x
100µm
FS1 Ratio 133
FS3 Ratio 60
FPP 1,35 x FS1 15,6
x FS 31,2
-------------
FPP 1,35 x FS1 15,6
x FS3 31,2
-------------
FPP 1,35 x FS1 31,2
x FS3 15,6
-------------
FPP 1,35 x FS1 31,2
x FS3 31,2
0,125-16
mm
23°C,
HR 95-100% (28
jours)
La combinaison de fibres longues FS1 et de
FPP a une influence remarquable sur
performances du béton
212
(Chen and
Liu 2004)
BHP 82-86
0,3
Cylindrique
FPP 15mm x
100µm
FS 25mm x
500µm
FPP 2,7 x FS 23,4 Calcaire
5/20 mm
10°C/min
800°C
Eau 28 jours
enceinte HR
75% 28 j.
Résistance résiduelle relative à la compression
est améliorée de 40 % par rapport aux bétons
sans fibres après 600°C et de 20 % après le
chauffage jusqu’à 800°C
(Poon et
al. 2004)
BHP 69-87
0,29
Cylindrique
FPP 19mm x
50µm
FS 25mm x
0,032µm
FPP 2 x FS 78
Granite
10 et 20
mm
2,5°C/min
600,800°C
Enceinte de
27°C pendant 28
jours puis
enceinte de
20°C pendant 28
jours
Gain de résistance à la compression jusqu’à 40
%
Amélioration du module d’élasticité résiduel
relatif aux t° de 600° et de 800°C de 5 % par
rapport aux bétons sans fibres
Changement important après rupture tant à la
température ambiante qu’après chauffage
(Peng et
al. 2006)
BHP 94
0,26
Cylindrique
FPP 20mm x
20µm
FS 30mm x 2mm
FS Ratio 15
Cocktail 1
FS 40 x FPP 0,6
Cocktail 2
FS 70 x FPP 0,3
Calcaire
-
10°C/min
De 200 à 800°C
Eau-28 jours,
puis à 20°C-56 j.
Cocktail 1
3 éprouvettes sur 16 ont éclaté
Cocktail 2
Aucune éclatement n’a été enregistré pour
des chauffages allant jusqu’à 800°C
213
(S.
Suhaendi
and
Horiguchi
2006)
BHP 60-80
0,3
Cylindrique
FPP 30mm x
60µm
FPP 6mm x 60µm
FS 30mm x
600µm
FS Ratio 50
FS 39 x FPP
2,25
FS 19,5 x FPP 4,5
Grès
20 mm
10°C/mn
200 et 400°C
-
L’ajout de quantités testées des fibres ne
permet pas d’améliorer les propriétés
mécaniques résiduelles du béton sous feu
En plus, une baisse de résistance est notée
avec l’ajout du cocktail de fibres 0,25 x 0,5 %
par rapport au béton sans fibres
(Yazıcı et
al. 2007)
BHP 49-58
0,33
Cylindrique
FS
30mm x 600µm
60mm x 900µm
60mm x 750µm
39
78
117
Calcaire
15 mm
5°C/min
900°C
En eau à
20 °C (12 h) puis
autoclave 210°C
et 2 MPA (6h)
L’utilisation des FS accroît la résistance à la
compression de 4 à 19 % et entraîne
l’augmentation des contraintes de traction et
de flexion
(Autuori,
Bessi, and
Joyeux
2006)
BHP 60
0,35
FPP18 mm FPP 2 x FS
30
Lytag,
Memarca
AG à
base de
cendres
volantes
RWS 2 kg/m3 de fibres monofilament se sont
avérés plus efficaces
que 2 kg/m3 de fibres fibrillaires à 1300°C
Les fibres métalliques n’ont pas d’influence
sur l’écaillage
214
0,5/6
6/12
(Pliya
2010)
BHP 70
0,3
Cylindrique FPP
6mm x 18µm
FS
30mm x 0.38mm
FS Ratio 80
FS 30 x FPP 1
FS 30 x FPP 2
FS 40 x FPP 1
FS 40 x FPP 2
Silico-
calcaire
6,3-20
mm
1 °C/min
150, 300, 450,
600°C
Moule pendant
7 j. à t° de 20°C
puis sac
plastique t° de
20°C, HR 50%
(total de 90 j)
Aucune instabilité thermique n’a été observée
pendant chauffage – refroidissement
La résistance résiduelle à la compression a
augmenté de 7 % après 600°C
Le rapport FS 40 x FPP 2 présente les
meilleures performances (résistance à la
traction, compression et du module
d’élasticité)
(Bangi
and
Horiguchi
2011)
BHP
BFUHP
?
0,3
Cylindrique
FPP 6mm x 18µm
FS 30mm x
600µm
--------------------
FS1 23,4 x FPP 0,9
FS1 39 x FPP 0,9
-------------
FS1 15,6 x FS2 7,8 x
FPP 0,9
10 °C/min
600°C
Bain d’eau avec
de la chaux de t°
de 22°C
pendant 28
jours
Aucun écaillage n’a été observé
Diminution de la pression dans les pores grâce
aux FPP. L’incorporation des FS joue un rôle
important en réduction de la pression entre
les couches de différentes profondeurs
pendant le chauffage rapide
215
FPP 6mm x 18µm
FS1 30mm x
600µm
FS2 13mm x
160µm
--------------------
FPP 6mm x 18µm
FS1 30mm x
600µm
FS2 13mm x
160µm
-------------
FS1 31,2 x FS27,8 x
FPP 0,9
-
13 mm