Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et

Durabilité du béton armé et de ses constituants :maîtrise et approche performantielle

- Synthèse de l'opération de recherche - Actes des journées « Durabilité 2006 : méthodes d'essais et applications »

- Méthodes d'essais

Sous la direction deVéronique Baroghel-Bouny, Géraldine Villain,

Mickael Thiery, Thierry Chaussadent

Novembre 2008

Laboratoire central des ponts et chaussées58, boulevard Lefebvre, F 75732 Paris Cedex 15

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Sous la direction de :Véronique Baroghel-Bouny, Géraldine Villain, Mickael Thiery, Thierry ChaussadentLaboratoire central des ponts et chaussées

Cet ouvrage synthétise les travaux réalisés dans le cadre de l’opération de recherche desLaboratoires des ponts et chaussées « Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise etapproche performantielle » (11B021), animée par Véronique Baroghel-Bouny.

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© 2008 - LCPC

ISSN 1161-028XISBN 978-2-7208-2531-2

DOI/Crossref 10.3829/erlpc.oa62-fr

Durabilité du béton armé et de ses constituants 3

SOMMAIRE GENERAL

• Préface

• Résumé & mots-clés

• Partie 1 : Synthèse de l'Opération de Recherche "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle" (11B021)

• Partie 2 : Actes des Journées "Durabilité 2006 : Méthodes d'essais et applications"

• Partie 3 : Propositions de méthodes de mesure et d'essais

• Annexe : Liste des rapports de recherche produits dans le cadre de l'Opération de Recherche



Préface

Cet ouvrage est l'un des produits qui marquent la clôture de l’Opération de Recherche des Laboratoires des Ponts et Chaussées "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle", dirigée par Véronique Baroghel-Bouny entre 2001 et 2005. Rassemblant un très grand nombre de partenaires et remarquable par la richesse de ses résultats, il est clair que cette Opération s’est d’abord largement nourrie des résultats de travaux antérieurs menés depuis longtemps par les équipes concernées dans le domaine de la durabilité des bétons et en particulier dans celui de la caractérisation de leurs propriétés de transfert. Il est tout aussi évident que cette Opération par elle-même marque une étape tout à fait essentielle, originale et nouvelle dans l’approche de la durabilité et de la formulation des bétons, avec l’introduction de l’approche performantielle basée sur la notion d’indicateurs de durabilité. Le point culminant de ce travail, et sans aucun doute déjà le plus connu de tous, est le document "Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages" dont la version française a été publiée en juillet 2004 dans la collection des Documents Scientifiques et Techniques de l'Association Française de Génie Civil. Il était important en parallèle de développer des outils pour mettre en pratique cette nouvelle approche. Un pas essentiel a été accompli dans ce sens avec la mise au point de méthodes de mesure et d’essais qui viennent compléter, en France, la panoplie offerte par l'Association Française de Génie Civil et le Réseau Génie Civil et Urbain. Ce sont précisément ces méthodes d’essais et leurs applications qui constituent le cœur du présent ouvrage.

Brigitte Mahut

Adjointe au Directeur Technique Ouvrages d'Art LCPC



Résumé L’Opération de Recherche "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle" (2001-2005) rassemblait différents partenaires du réseau des LPC, des laboratoires universitaires et du privé. Les actions proposées dans cette Opération visaient à une meilleure connaissance des propriétés relatives à la durabilité du béton armé et de ses constituants, en particulier celle associée aux processus de transport dans le béton, ainsi qu'au développement d'outils pour quantifier et maîtriser cette durabilité. Les traitements électrochimiques de déchloruration du béton armé ont également été étudiés. Cette Opération de Recherche marque une étape originale et majeure dans l’approche de la durabilité et de la formulation des bétons, notamment par la mise au point d'une approche performantielle et prédictive de la durabilité des structures en béton armé sur la base d'indicateurs de durabilité, combinant expériences et modélisation. Ces travaux ont donné lieu à la publication de l'ouvrage "Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages" dans la collection des Documents Scientifiques et Techniques de l'Association Française de Génie Civil. Outre des articles scientifiques, plusieurs autres ouvrages sont également parus, sur les différents sujets traités dans le cadre de cette Opération, tels que la modélisation de la carbonatation du béton, les spécificités des BHP, des recommandations pour la durabilité des bétons durcis soumis au gel, ou encore un guide pour le diagnostic des bétons soumis à un incendie, illustrant la richesse des résultats obtenus. Des thèses de doctorat ont été soutenues et des méthodes d'essais ont été produites. De plus, différentes manifestations ont été organisées dans le cadre de la clôture et de la valorisation de cette Opération. Cet ouvrage récapitule le contexte et les objectifs, les principaux éléments relatifs à l'organisation du projet, notamment les équipes participantes, ainsi que les différents documents et produits directs issus de l’Opération de Recherche (Partie 1 et Annexe). Cet ouvrage inclut également les actes des 2èmes Journées Durabilité du Réseau des LPC "Durabilité 2006 : Méthodes d’essais et applications" organisées en clôture (Partie 2), ainsi que les méthodes de mesure et d'essai LPC produites (Partie 3). Mots-clés : carbonatation, chlorures, corrosion, durabilité, fissuration, gel-dégel, hydratation-séchage, indicateur, in situ, méthode d'essai, modèle, retrait, température, traitement électrochimique, transport.


Durabilité du béton armé et de ses constituants - Partie 1 9

Partie 1

Synthèse de l'Opération de Recherche "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise

et approche performantielle" (11B021)



SOMMAIRE

1. Présentation ................................................................................................. 13

2. Objectif des recherches .............................................................................. 14

3. Participants et collaborations..................................................................... 15

4. Sujets traités et principaux produits.......................................................... 16

4.1. Mise en place d'une approche performantielle et prédictive de la durabilité du béton armé sur la base d'indicateurs de durabilité..................... 16 4.2. Etude des interactions hydratation/séchage dans les matériaux à matrice ciment................................................................................................ 18 4.3. Etude expérimentale sur sites de vieillissement et sur ouvrages existants (suite du Projet National "BHP 2000" - Thème : Durabilité) ............ 19 4.4. Etude de la carbonatation du béton .................................................... 20 4.5. Comportement du béton en environnement froid (cycles de gel-dégel avec ou sans sels) ......................................................................................... 22 4.6. Etude de l'influence de la fissuration sur les propriétés de transfert des bétons 24 4.7. Comportement du béton à haute température et tenue au feu des ouvrages ........................................................................................................ 25 4.8. Corrosion des armatures - Traitements électrochimiques de déchloruration du béton armé ........................................................................ 26

5. Contribution aux groupes de travail Français et Internationaux ............. 26

6. Manifestations organisées dans le cadre de la clôture et de la valorisation de l'opération de recherche ................................................... 27

7. Prochaine étapes ......................................................................................... 27

7.1. Mise en pratique de l'approche proposée ........................................... 27 7.2. Nouvelle Opération de Recherche du réseau des LPC "Approche performantielle et probabiliste de la durée de vie des ouvrages en béton armé" (2006-2009) ................................................................................................... 28



1. PRESENTATION L’Opération de Recherche "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle", qui s'est déroulée entre 2001 et 2005, rassemblait différents partenaires du réseau des LPC, des laboratoires universitaires et du privé. Cette Opération de Recherche marque une étape majeure dans l’approche de la formulation des bétons en liaison avec la durabilité des structures en béton armé, notamment par le développement d'une méthodologie performantielle et prédictive de la durabilité, sur la base d'indicateurs de durabilité, qui combine expériences et modélisation. Ces travaux ont donné lieu à la publication de l'ouvrage "Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages" dans la collection des Documents Scientifiques et Techniques de l'Association Française de Génie Civil. Les articles scientifiques, les rapports et les ouvrages parus, les thèses de doctorat soutenues et les méthodes d'essais produites illustrent la richesse des résultats obtenus sur les différents sujets traités dans le cadre de cette Opération, tels que par exemple la durabilité des bétons ordinaires et à hautes performances soumis à la pénétration des chlorures, au séchage, à la carbonatation ou aux cycles de gel-dégel, ou encore le diagnostic des bétons soumis à un incendie. Les études ont été menées sur éprouvettes en laboratoire, sur des corps d'épreuve en béton armé exposés sur différents sites de vieillissement naturel et également sur des ouvrages réels. De plus, différentes manifestations ont été organisées dans le cadre de la clôture et de la valorisation de cette Opération : un Workshop International RILEM ("Performance based evaluation and indicators for concrete durability", 19-21 mars 2006, Madrid, Espagne), les 2èmes Journées Durabilité du Réseau des LPC ("Durabilité 2006 : Méthodes d’essais et applications", 15-16 mai 2006, Paris, France) et un Séminaire Scientifique et Technique AFGC ("Indicateurs de durabilité", 19 mai 2006, Paris, France). La Partie 1 de cet ouvrage récapitule le contexte et les objectifs, les principaux éléments relatifs à l'organisation du projet, notamment les équipes participantes, ainsi que différents documents et produits directs issus de l’Opération de Recherche (voir également Annexe). L'ensemble des résultats obtenus n'est pas explicité ici. La Partie 2 de cet ouvrage constitue les actes des 2èmes Journées Durabilité du Réseau des LPC "Durabilité 2006 : Méthodes d’essais et applications" organisées en clôture de l'Opération. Plus qu'une rencontre entre les participants au projet, ces Journées étaient destinées à dresser un bilan des travaux réalisés au sein de l’Opération de Recherche, mettant l'accent sur l'intérêt pratique des recherches menées et des outils développés, et à faire connaître ces travaux à d'autres équipes travaillant sur des sujets connexes. Ces Journées étaient plus particulièrement consacrées à la présentation des méthodes de mesure et d'essais, ainsi que des dispositifs expérimentaux, mis au point par les différentes équipes et désormais disponibles. Le lecteur trouvera dans cette partie 2 des articles détaillant les résultats obtenus dans les sujets listés en partie 1. Les articles y sont organisés selon les 6 thèmes des Journées :


1 • Pénétration des chlorures dans le béton et corrosion des armatures 2 • Suivi d'ouvrages et de corps d'épreuve en milieu naturel et méthodes in situ 3 • Carbonatation du béton 4 • Comportement du béton en conditions extrêmes 5 • Jeune âge et retrait 6 • Fissuration/endommagement et propriétés de transport Ces Journées Durabilité ont également permis de présenter les suites qui seront données aux travaux menés dans le cadre de l'Opération au sein du Réseau des LPC : • lancement d'une nouvelle Opération de Recherche : "Approche performantielle et probabiliste de la durée de vie des ouvrages en béton armé", • mise en œuvre de l'approche performantielle dans le réseau des LPC, avec en particulier la mise au point d'une méthodologie de formulation moderne et régionale du béton (qui sera menée notamment dans le cadre du groupe Innovation Ouvrages d'Art "Approche performantielle"). La Partie 3 de ce document rassemble les méthodes de mesure et d'essai LPC produites dans le cadre de l'Opération de Recherche, notamment pour la détermination des indicateurs de durabilité et des paramètres complémentaires. Les méthodes proposées permettent d'évaluer ces indicateurs et paramètres à partir de mesures ou d'essais simples, assurant une bonne reproductibilité et une précision adéquate par rapport à des objectifs de comparaison de formules de béton, de prédiction du comportement ou de diagnostic d'ouvrages. 2. OBJECTIF DES RECHERCHES Les actions proposées dans cette Opération visaient à une meilleure connaissance des propriétés relatives à la durabilité du béton armé et de ses constituants, en particulier à une meilleure compréhension des processus de transport dans le béton, et à la mise en place de méthodes et d'outils destinés à quantifier et à maîtriser cette durabilité. Une approche performantielle et prédictive de la durabilité des structures en béton armé a notamment été développée sur la base d'indicateurs de durabilité, combinant expériences et modélisation des processus de transport dans le béton. Cette démarche a été menée en plusieurs étapes et comprenait différents aspects : - mieux comprendre les mécanismes chimiques, physiques et mécaniques à l’origine des dégradations du béton armé et leurs interactions (séchage, gel en présence éventuellement de sels, comportement à haute température, influence de la microfissuration, ...). Ces travaux ont permis de préciser les indicateurs de durabilité, c’est-à-dire les principaux paramètres qui influent sur les mécanismes de dégradation du béton armé, dans un environnement donné, - mettre au point des méthodes, directes (expérimentales) ou indirectes (méthodes inverses mettant en œuvre à la fois des mesures simples et un modèle), de détermination des indicateurs de durabilité (ou des paramètres complémentaires), ainsi que des essais de vieillissement accéléré permettant notamment de valider les modèles prédictifs en conditions de laboratoire,


- développer des modèles prédictifs des processus susceptibles d'engendrer la corrosion des armatures (carbonatation ou pénétration des chlorures), pour lesquels les indicateurs de durabilité retenus constituent des données d'entrée. Ces modèles permettront de quantifier, ou bien la durée de vie d'un élément de structure en béton armé donné dans des conditions environnementales données, ou à l'inverse les valeurs admissibles des indicateurs de durabilité en fonction de la durée de vie attendue et des conditions environnementales, - valider les modèles et les essais de vieillissement accéléré en comparant les résultats qu’ils produisent (témoins de durée de vie) avec ceux mesurés in situ sur des éléments de structure ou des ouvrages en béton armé, vieillissant sur différents sites naturels. Les traitements électrochimiques de déchloruration du béton armé ont également été étudiés. 3. PARTICIPANTS ET COLLABORATIONS Cette Opération, essentiellement financée par le LCPC, associe le réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées (6 Laboratoires Régionaux, un CECP et plusieurs équipes du LCPC ou associées), des Laboratoires Universitaires et un laboratoire privé : • Divisions BCC et FDOA et Services PCM et MI du LCPC Chercheurs, doctorants et post-doc. : F. Barberon (post-doc.) / V. Baroghel-Bouny / V. Bouteiller / S. Caré / T. Chaussadent / F. Derkx / L. Divet / D. Henry / V. Legeay / T.Q. Nguyen (doc.) / G. Platret / M. Thiery (doc.) / G. Villain Techniciens : N. Barberisse / P. Belin / J.F. Bouteloup / J. Gawsewitch / J. Lett / E. Massieu / J.M. Moliard / P. Roussel / L. Routhe • Institut Navier / LMSGC Marne-la-Vallée Chercheurs, doctorants et post-doc. : O. Coussy / P. Dangla / T. Fen Chong / A. Fabbri (doc.) • LAMI de l’ENPC Chercheurs, doctorants et post-doc. : L. Alarcon-Ruiz (doc.) / A. Ehrlacher / D. Pasquero (doc.) • LRPC Angers (J. Godin / M. Pithon / G. Vanhemelsdaele), Lyon (S. Arnaud / J. Prost / G. Orcel), Bordeaux (D. Cochet / C. Ramaud), Lille (P. Fasseu / G. Kittel / B. Tonnoir), Clermont-Ferrand (J. Aubry / B. Boulet / P. Dantec), Est Parisien (G. Olivier / A. Pavoine / S. Moscardelli) • CECP d’Angers P. Chassaing • ESPCI Paris H. Zanni


• LERM Arles A. Ammouche / N. Rafaï • GeM de l'IUT de Saint-Nazaire G. Bastian / S. Bonnet / A. Djerbi (doc.) / A. Khelidj / P. Mounanga (doc.) Des conventions de recherche en collaboration ont été établies sur la période 2002-2004 avec ces deux derniers organismes, et une collaboration avec l'Université de Prague a été initiée en 2005. En outre, les travaux réalisés dans le cadre du sujet "Corrosion des armatures - Traitements électrochimiques de déchloruration du béton armé" ont été co-financés par la DRAST. 4. SUJETS TRAITES ET PRINCIPAUX PRODUITS 4.1. Mise en place d'une approche performantielle et prédictive de la durabilité du

béton armé sur la base d'indicateurs de durabilité (Resp. : V. Baroghel-Bouny) Dans ce sujet ont été mises au point des méthodes de détermination des indicateurs de durabilité et des paramètres complémentaires (coefficient de diffusion du CO2 sur béton sec carbonaté, coefficient de diffusion de la vapeur d'eau en fonction de l'humidité relative par la méthode de la coupelle, coefficients de diffusion effectif et apparent des chlorures, résistivité électrique, ...), sur la base d'essais interlaboratoires, en connexion avec le Projet RGCU "Mesure des grandeurs associées à la durabilité des bétons" (GranDuBé), le Technical Committee RILEM "Testing and modelling chloride penetration in concrete" (178-TMC) et le Projet Européen "ChlorTest". Ces travaux ont donné lieu à la rédaction de modes opératoires (voir Partie 3 de cet ouvrage). Une base de données importante, relative aux isothermes expérimentales de désorption et d'adsorption de vapeur d'eau (données d'entrée requises par tout modèle de transport), a été constituée. Elle couvre une large variété de matériaux cimentaires. Dans l'objectif d'améliorer la compréhension des interactions chlorures-matrices et de proposer une prise en compte pertinente de ces interactions dans les modèles prédictifs de pénétration des chlorures dans le béton armé, un travail théorique et expérimental par RMN a été mené dans le cadre du post-doc de F. Barberon (collaboration avec l'ESPCI). Des modèles ont également été développés. Ainsi, un modèle numérique de pénétration des ions chlorure en conditions saturées (dans un premier temps, puis en conditions non saturées) a été développé dans le cadre de la thèse de T.Q. Nguyen (collaboration entre LCPC, Institut Navier et EDF).


Une part importante des travaux menés dans le cadre de l'Opération de Recherche et dans celui du groupe AFGC "Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages - Indicateurs de durabilité" (animé par V. Baroghel-Bouny) ont conduit à la publication d'un ouvrage, à la fois Etat de l'Art et Guide, présentant la démarche "indicateurs de durabilité" appliquée à la prévention vis-à-vis de la corrosion des armatures et de l'alcali-réaction pour les ouvrages en béton armé :

• BAROGHEL-BOUNY V. et al., Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages - Maîtrise de la durabilité vis-à-vis de la corrosion des armatures et de l'alcali-réaction - Etat de l'art et guide pour la mise en œuvre d'une approche performantielle et prédictive sur la base d'indicateurs de durabilité, Documents Scientifiques et Techniques de l'Association Française de Génie Civil (AFGC, Bagneux, version française juillet 2004, version anglaise 2007), 252 p Ce document vise à une meilleure connaissance des propriétés relatives à la durabilité du béton (armé) et de ses constituants, et à la mise en place de moyens pour maîtriser cette durabilité. Il présente un état de l'art et propose une méthodologie pour la mise en œuvre d'une démarche performantielle, globale et prédictive de la durabilité des structures en béton (armé), basée sur la notion d'indicateurs de durabilité et combinant mesures en laboratoire et codes de calcul (modèles). Deux types de dégradation sont considérés, la corrosion des armatures (induite par la carbonatation ou la pénétration des chlorures) et l'alcali-réaction. Ce document inclut notamment les éléments suivants : • une description des mécanismes chimiques, physiques et mécaniques, et

leurs couplages éventuels, à l’origine de la corrosion des armatures et des dégradations générées par l'alcali-réaction. Cette étape a en outre permis d'identifier les indicateurs de durabilité, c’est-à-dire les paramètres fondamentaux qui influent sur ces mécanismes, dans un environnement donné,

• une présentation des méthodes d'essai (ou de calcul) à disposition pour quantifier les indicateurs de durabilité,

• une méthode d'évaluation de la durabilité "potentielle" sur la base de classes, • des spécifications relatives aux indicateurs de durabilité, en fonction du type

d'environnement et de la durée de vie exigée, • une présentation de modèles de prédiction de la durée de vie, relatifs aux

processus susceptibles d'engendrer la corrosion des armatures ou l'alcali-réaction, pour lesquels les données d'entrée incluent les indicateurs de durabilité sélectionnés et les "sorties" sont les témoins de durée de vie,

• une présentation de méthodes de mesure des témoins de durée de vie, applicables en laboratoire sur éprouvettes ou sur prélèvements issus d'ouvrages,

• une méthode de prédiction de la durée de vie en phase de conception ou d'évaluation de la durabilité résiduelle des ouvrages existants.

Des compléments théoriques, notamment sur les mécanismes, ainsi que des exemples de méthodes, de modèles, de validation (expérimentale ou numérique) des classes et des spécifications, ainsi que des exemples d'application partielle de la méthodologie et de cahiers des charges de projets d'ouvrages, sont rassemblés dans les annexes jointes au texte du guide.


4.2. Etude des interactions hydratation/séchage dans les matériaux à matrice

ciment (Resp. : G. Villain) Dans certaines conditions, les déformations liées aux processus (hydriques et thermiques) d’hydratation du ciment peuvent provoquer la fissuration prématurée des ouvrages en béton. Les recherches menées dans le cadre de ce sujet avaient notamment pour but de comprendre les mécanismes à l’origine des déformations endogènes au jeune âge, afin de pouvoir maîtriser ces dernières (ainsi que la fissuration induite, en particulier dans les bétons à faible E/C). Dans le cadre de la collaboration avec le GeM-IUT de Saint-Nazaire, une thèse a été soutenue. Celle-ci portait sur l’étude des déformations de pâtes de ciment ordinaires en conditions endogènes, aux jeune et très jeune âges (i.e. pendant les premières 24 heures d’hydratation) :

• MOUNANGA P., Etude expérimentale du comportement de pâtes de ciment au très jeune âge : hydratation, retraits, propriétés thermophysiques, Thèse de doctorat de l’Université de Nantes, déc. 2003, 217 p. Trois axes d’étude expérimentale ont été mis en œuvre dans ce travail de thèse : le suivi du degré d’hydratation par analyse thermogravimétrique (ATG), la mesure de la contraction Le Chatelier et du retrait endogène volumique, et la détermination des paramètres de transfert de chaleur. Les pâtes de ciment étudiées ont été confectionnées avec le même ciment. 4 rapports E/C ont été étudiés (0,25, 0,30, 0,35 et 0,40) et 5 températures de conservation isotherme différentes (10, 20, 30, 40 et 50°C) ont été imposées aux mélanges. La première partie de ce travail a été dédiée au développement, à la validation et à l’utilisation des outils expérimentaux de mesure. Un dispositif original de mesure des caractéristiques thermophysiques (capacité calorifique volumique et conductivité thermique) a été mis au point, permettant un suivi automatique de ces paramètres, tout en assurant la quasi-isothermie des pâtes au cours de l’hydratation. Dans un deuxième temps, l’analyse des résultats expérimentaux a été menée en privilégiant une approche multi-échelles du comportement du matériau. A l'échelle microscopique, une relation unique et linéaire, indépendante de la température de conservation et du rapport E/C, a été obtenue entre le degré d’hydratation et la teneur en portlandite des pâtes de ciment, confirmant la pertinence de ce dernier paramètre comme indicateur de l’avancement des réactions d’hydratation. Un seuil d’apparition de la portlandite, détecté par ATG, a également été mis en évidence. Ce seuil correspond à un gain important de rigidité, mesuré à l’échelle macroscopique par l’échéance du temps de fin de prise Vicat. Initialisé à partir de ce seuil, le retrait endogène des pâtes évolue quasi-linéairement en fonction du degré d’hydratation du ciment. Les propriétés thermophysiques des pâtes de ciment ne subissent pas d’évolution significative au cours des premières 24 heures d’hydratation. On note tout au plus une capacité calorifique volumique initiale plus élevée attribuable à l’eau non chimiquement liée. Ces résultats confirment les précédentes études menées notamment au GeM et sont en accord


avec les hypothèses utilisées dans la plupart des codes consacrés aux calculs thermiques dans les ouvrages en béton. La troisième partie de ce travail a été consacrée à l’étude et à l’utilisation d’outils de prédiction des propriétés étudiées. Les évolutions de la teneur en portlandite et de la contraction Le Chatelier en fonction du degré d’hydratation ont ainsi pu être simulées de façon satisfaisante par l’application d’un modèle semi-empirique basé sur un système d’équations chimiques d’hydratation. Le concept de maturité a également été utilisé, afin de quantifier l’influence de la température sur la cinétique d’évolution des déformations des pâtes. Les résultats d’essais de contraction Le Chatelier à différentes températures ont permis le calcul de valeurs d’énergie d’activation, conformes aux résultats de la littérature. L’application de ce concept à la prédiction de l’évolution du retrait endogène a toutefois mis en évidence les limites du concept de maturité « traditionnel », basé sur une énergie d’activation unique.

Outre le dispositif de mesure des déformations 1-D hygrométriques pures, mis au point au LRPC d'Angers, permettant la mesure des déformations des bétons en fonction de l'humidité relative, au LCPC un dispositif de mesure des déformations bidimensionnelles de mortiers a été optimisé dans le but d'étudier séparément les déformations dues à l'hydratation et au séchage, ainsi que celles dues à l'interaction du séchage et de l'hydratation. La comparaison avec des mesures longitudinales classiques a permis de valider ce dispositif (voir Partie 2 de cet ouvrage). 4.3. Etude expérimentale sur sites de vieillissement et sur ouvrages existants (suite

du Projet National "BHP 2000" - Thème : Durabilité) (Resp. : V. Baroghel-Bouny) Ce sujet rassemble notamment les études expérimentales menées sur sites de vieillissement et sur ouvrages existants, ainsi que la mise au point de la méthode de mesure de la perméabilité de surface in situ "BT-CRIS". Cette nouvelle méthode "BT-CRIS" (voir Partie 3, dans cet ouvrage) correspond à une amélioration et à une simplification du mode opératoire pré-existant. Trois LRPC sont désormais équipés du dispositif. L'appareil et le logiciel ont été améliorés, et une corrélation de cette méthode avec l'essai de perméabilité aux gaz à charge constante (CEMBUREAU) sur éprouvettes de laboratoire a été réalisée, afin de pouvoir qualifier la méthode. Un document a été publié, offrant une synthèse des principaux résultats concernant les caractéristiques microstructurales et les propriétés relatives à la durabilité des bétons à hautes performances (BHP), acquis en conditions de laboratoire ou en conditions naturelles dans le cadre de différentes études et recherches, en particulier dans celui du Projet National "BHP 2000" :

• BAROGHEL-BOUNY V., Les spécificités des bétons à hautes performances - Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité évaluées en conditions de laboratoire ou en conditions naturelles, Etudes et Recherches des LPC, Série Ouvrages d'art, OA 44 (LCPC, Paris, sept. 2004), 76 p. La durabilité concernée dans ce document a trait essentiellement à la prévention : • de la corrosion des armatures du béton armé,


• des dégradations du béton dues aux cycles de gel-dégel en présence ou non de sels.

La durabilité a été étudiée sur des échantillons de matériaux issus d'éprouvettes testées en conditions de laboratoire, d'éléments de structure, ou encore d'ouvrages réels exposés à des conditions naturelles variées. Les principes de formulation des BHP, le contenu des études et des recherches considérées et les caractéristiques des ouvrages et des matériaux étudiés sont tout d'abord rappelés. Ensuite, sont présentés des résultats expérimentaux relatifs à diverses propriétés et à leur évolution en fonction des paramètres de formulation, des conditions environnementales, de l'âge, ... : • caractéristiques microstructurales (examen de la microstructure au

microscope électronique à balayage, analyse de la structure poreuse par intrusion de mercure et quantification de la microfissuration au microscope optique par analyse d'images),

• indicateurs de durabilité (porosité, perméabilité, coefficient de diffusion des chlorures, ...),

• témoins de durée de vie vis-à-vis de la corrosion des armatures du béton armé (profils de taux de saturation, de carbonatation et de concentration en chlorures, ...).

La durabilité "potentielle" d'un large éventail de bétons a également été évaluée. Le comportement sous cycles de gel-dégel avec ou sans sels a été examiné en laboratoire et in situ. Quelques exemples sont en outre donnés relativement au comportement en laboratoire vis-à-vis d'autres agressions (attaque acide et alcali-réaction). Tous les résultats indiquent, pour les BHP, une durabilité "potentielle" élevée et en particulier une très bonne résistance aux agents agressifs d'origine externe (la pénétration des chlorures et la carbonatation sont limités à une zone très superficielle) et interne. Le meilleur comportement des BHP, mis en évidence en laboratoire et in situ par rapport à des formules plus classiques, fournit des arguments solides pour prescrire ce type de bétons en vue d'assurer une durée de vie plus longue aux ouvrages en béton armé (ou précontraint) et/ou éviter bon nombre de pathologies (alcali-réaction, lixiviation par les liquides chimiquement agressifs, ...).

Ces travaux ont permis en outre de constituer une importante base de données en laboratoire et in situ (grâce notamment aux corps d'épreuve en béton armé installés sur trois sites de vieillissement : Melun, La Rochelle et Maurienne, avec 15 formules de béton différentes). De plus, dans le cadre du Projet Européen "ChlorTest", une base de données européenne a été constituée, incluant les profils de concentration en chlorures obtenus in situ. 4.4. Etude de la carbonatation du béton (Resp. : G. Villain) La carbonatation est un des facteurs parmi les plus importants de la durabilité du béton armé. Elle repose sur l'action du dioxyde de carbone de l'atmosphère qui diffuse à travers le béton et se dissout en acide dans la solution interstitielle. Cette acidification induit une dissolution de la portlandite (réserve de basicité). La baisse du


pH, d'une valeur de l'ordre de 13 à une valeur inférieure à 9, peut conduire à la corrosion des aciers. Afin de proposer un mode opératoire de carbonatation accélérée performant, qui permette de caractériser des bétons de porosités variées, différents modes opératoires ont été étudiés. L’étude a porté essentiellement sur le prétraitement des éprouvettes, qui conditionne leur teneur en eau, paramètre auquel la carbonatation est très sensible. Trois modes de séchage ont été comparés : le mode opératoire AFPC-AFREM, consistant en un séchage pendant 2 jours à T = 40 °C, un protocole de séchage à T = 45 °C pendant un mois suivi d’un mois à T = 20 °C et à HR = 65%, et enfin un protocole de séchage à T = 60 °C et à HR = 65% pendant un mois avec des variations lentes de la température pour éviter les chocs thermiques. Ce dernier protocole s'est avéré le plus performant. Il est répétable et reproductible et permet d’obtenir un taux de saturation en eau plus homogène dans les éprouvettes de béton de résistance mécanique à la compression inférieure ou égale à 50 MPa, facilitant ainsi la comparaison des résultats de carbonatation accélérée entre différents matériaux. Il a donc été sélectionné pour la nouvelle méthode d'essai de carbonatation accélérée proposée (voir Partie 3, dans cet ouvrage). En outre, deux méthodes de détermination des profils de carbonatation, témoins de durée de vie permettant de valider les modèles de prédiction de la carbonatation, et également d'effectuer un suivi des ouvrages au cours du temps, ont été proposées. La comparaison des résultats obtenus, soit par gammadensimétrie, soit par analyse thermogravimétrique complétée par une analyse chimique, a notamment permis de cerner l'origine des carbonates formés (voir Parties 2 et 3, dans cet ouvrage). Un modèle numérique de carbonatation a été développé dans le cadre d'une thèse de doctorat, qui a ensuite été publiée :

• THIERY M., Caractérisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires : méthodes d’obtention de profils, analyse des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydriques et modélisation, Thèse de doctorat Thèse de doctorat de l'ENPC, juin 2005, 360 p.

• THIERY M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires. Prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydriques, Etudes et Recherches des Laboratoires des Ponts et Chaussées, OA 52, Paris, mars 2006, 337 p. L'objectif était de construire un modèle de carbonatation permettant de prédire la chute du pH, variable pertinente pour appréhender la corrosion des armatures. Une campagne d'essais de carbonatation accélérée, d'analyses thermogravimétriques, de gammadensimétries et de porosimétries par intrusion de mercure, réalisées sur trois bétons et plusieurs pâtes de ciment, a permis de comprendre les mécanismes physico-chimiques, de déterminer les conséquences de la carbonatation sur la microstructure du matériau et l'état hydrique, de calibrer et de valider le modèle. Dans le modèle numérique proposé, une description suffisamment fine du mécanisme de carbonatation de la portlandite Ca(OH)2 permet de déterminer l'évolution du pH. Mais celle-ci n’est pas le seul hydrate à se carbonater, l’attaque des silicates de calcium hydratés C-S-H est aussi possible. Comme les C-S-H


voient leur volume molaire fortement augmenter au cours de la carbonatation, ceci induit une diminution de la porosité intégrée dans le modèle. Le taux de saturation initial du béton, comme l'évolution de ce dernier due à la carbonatation et au séchage, sont pris en compte. La cinétique de dissolution de Ca(OH)2 est ajustée à partir du profil expérimental de teneur en Ca(OH)2 d’une pâte de ciment carbonatée sous conditions accélérées. Les propriétés de transport sont déterminées à partir de résultats expérimentaux et de modèles tirés de la littérature scientifique. Les résultats expérimentaux mettent en évidence la forme graduelle du profil de carbonatation et la nécessité de prendre en compte les effets cinétiques dans la progression de la carbonatation. Ils justifient la carbonatation des C-S-H et la réduction de l'accessibilité de la portlandite carbonatable, la diminution de la porosité et par conséquent le ralentissement des transferts. Les résultats numériques ont ensuite été comparés aux résultats expérimentaux de carbonatation accélérée, obtenus sur des bétons de résistance moyenne à la compression proche de 25, 40 et 50 MPa.

4.5. Comportement du béton en environnement froid (cycles de gel-dégel avec ou

sans sels) (Resp. : V. Baroghel-Bouny)

L'action du gel est une des causes principales de détérioration d'ouvrages ou de parties d'ouvrages (cornières, bordures de trottoir, GBA, ....) en béton, non seulement dans les régions du nord de l'Europe, de l'Amérique, et de l'Asie, mais également dans certaines régions de France (Rhône-Alpes, ...). Cette détérioration peut se présenter sous deux formes : l'endommagement interne, qui se manifeste par la formation de microfissures au sein du matériau, et l'écaillage, se manifestant par une dégradation superficielle. Ce dernier est lié à la présence de sels de déverglaçage. Ce sujet avait pour objectif l’approfondissement des connaissances sur le comportement au gel-dégel et en particulier la compréhension des mécanismes d’endommagement par le gel des bétons, et sous un angle plus pratique, l'étude expérimentale des paramètres influençant l'écaillage des surfaces. La problématique de la formulation sans entraîneur d'air des BHP destinés à des environnements froids a également été étudiée. Lors du gel, en raison des interactions entre la surface des pores et l'eau, cette dernière ne gèle pas complètement. Le matériau contient donc de l'eau restée liquide, de la glace, et de l'air dans le cas d'un milieu initialement non saturé. Les détériorations sont alors usuellement attribuées au couplage entre l'augmentation volumique de 9% due à la solidification de l'eau des pores et le transport, au sein du réseau poreux, de l'eau non gelée. Cependant, si les mécanismes physico-chimiques ont déjà été analysés, et en particulier le rôle essentiel de l'eau restée liquide au sein du milieu poreux, dans le comportement au gel, leurs couplages et leur importance relative restent encore à quantifier. Ces travaux, menés en connexion avec ceux d'un groupe d'experts sur le sujet et ceux du projet National "BHP 2000", ont notamment abouti à la publication d'un document, mettant à jour les recommandations régionales diffusées en mars 1992


("Recommandations spécifiques à l'élaboration des bétons pour les parties d'ouvrages non protégées des intempéries et soumises à l'action du gel", établies par le groupe Rhône-Alpes) sur la base des connaissances acquises récemment sur le sujet :

• Recommandations pour la durabilité des bétons durcis soumis au gel - Guide Technique, Techniques et Méthodes des LPC, déc. 2003, 167 p. Ce guide est destiné aux gestionnaires d'ouvrages confrontés aux conséquences des cycles de gel-dégel, souvent associés à la présence de sels de déverglaçage, sur la durabilité des bétons. Les résultats des recherches récentes, les retours d'expérience, ainsi que l'évolution des techniques et des normes, ont permis de proposer un document plus complet, dont les spécifications sont adaptées à l'environnement des différentes régions françaises. Ces recommandations devraient permettre un contrôle plus précis de la durabilité au gel.

Des travaux plus théoriques, couplant modélisation et expériences, ont été réalisés, dans l'objectif de décrire les phénomènes physiques accompagnant la formation de glace dans un milieu poreux tel que le béton durci, en vue de la prédiction de son comportement et de l’identification des paramètres matériaux clés relatifs à sa pérennité en environnement froid. Ces travaux ont fait l'objet d'une thèse. Un modèle mécanique simple de gel de milieux poreux consolidés, à partir d'une approche micromécanique et d'un calcul thermique avec changement de phase a été élaboré. Des dispositifs expérimentaux de saturation sous vide en eau dégazée et de mesure de la teneur en eau liquide d'un milieu poreux soumis au gel ont également été mis au point :

• FABBRI A., Physico-mécanique des matériaux cimentaires soumis au gel-dégel, Thèse de doctorat de l’Université de Marne-La-Vallée, oct. 2006, 261 p. Une étude a d’abord été menée à l’échelle du matériau, afin de déterminer la (ou les) relation(s) permettant de caractériser à l’échelle macroscopique l’état de gel du milieu poreux à une température donnée. Dans le cas d’un système réversible, la relation mesurable entre la proportion de glace formée et la température, identifiable à une fonction d’état thermodynamique, est suffisante. Afin de la quantifier, un dispositif fondé sur une méthode capacitive a été mis au point. L’utilisation de cette méthode repose, dans le cas d’un matériau poreux partiellement gelé, sur le contraste entre la constante diélectrique réelle de l’eau (entre 80 et 100) et celle de la glace (environ 3) dans le domaine des hautes fréquences radio (entre 10 et 100 MHz) et pour des températures comprises entre - 40 et 0 °C. Ainsi, tout changement de phase en milieu poreux se traduit par une variation sensible de la constante diélectrique globale du matériau testé, et la proportion volumique de glace formée peut être estimée par un schéma d’homogénéisation multi-échelles. La comparaison entre les résultats de gel-dégel obtenus par ce dispositif et ceux issus de mesures d'adsorption-désorption d’eau permet de conclure sur la prédictibilité de l’état de solidification d’un milieu poreux par des mesures de sorption.


Etant en mesure de caractériser l’état de gel du milieu poreux soumis au froid, il devient alors possible d’étudier, par une approche macroscopique de type poromécanique des milieux continus, son comportement mécanique. Le scénario de comportement retenu est basé sur le couplage entre l’augmentation volumique de 9% accompagnant la transformation de l’eau en glace, les transferts d’eau non gelée au sein du réseau poreux et le comportement thermomécanique de chaque constituant. L’étude menée se limite au problème linéarisé d’une structure unidimensionnelle soumise à l’action du froid en surface. De plus, l’hypothèse des petits déplacements et des petites déformations est adoptée, ce qui borne strictement cette étude à l’apparition de la première fissure. Au total, l’utilisation de ce modèle a permis : • d’identifier l’origine de l’endommagement de surface (ou écaillage) observé

expérimentalement sur des échantillons de pâtes de ciment soumis à des cycles de gel-dégel sous fort gradient thermique,

• de quantifier le rôle protecteur des vides d’air vis-à-vis de la résistance à l’écaillage.

4.6. Etude de l'influence de la fissuration sur les propriétés de transfert des bétons (Resp. : V. Baroghel-Bouny) La durabilité des ouvrages en béton armé est liée à la pénétration des espèces agressives, non seulement dans le réseau poreux, mais également dans les fissures du béton d’enrobage. Ce sujet avait pour but, non seulement de développer des méthodes de caractérisation de la microfissuration, mais également d’étudier l’influence des fissures sur les propriétés de transport telles que la perméabilité au gaz et le coefficient de diffusion des ions chlorure, qui ont été définis comme indicateurs de durabilité. Ce sujet a notamment été traité dans le cadre des collaborations avec le LERM et le GeM-IUT de Saint Nazaire. Les résultats expérimentaux obtenus, sur un béton ordinaire et deux BHP préalablement fissurés mécaniquement, dans le cadre de la thèse d'A. Djerbi au GEM-IUT de Saint-Nazaire ont montré que la fissuration affecte la perméabilité et le coefficient de diffusion des chlorures. Une relation, indépendante de la nature du matériau, a été établie entre la variable d’endommagement et les deux propriétés de transport. Lorsque la fissuration est traversante (endommagement localisé obtenu par essai brésilien de traction par fendage), l’évolution de ces propriétés est plus importante pour les bétons qui présentent une microstructure très dense à l’état sain. Le coefficient de diffusion dans la fissure (calculé en considérant que le flux traversant l’échantillon est égal à la somme du flux passant dans la porosité du matériau et du flux passant par la fissure) est indépendant de la composition du béton. Il augmente linéairement avec la largeur de la fissure et devient constant pour des largeurs supérieures à 80 μm. La valeur obtenue alors est celle de la diffusion libre dans l’eau. Pour ce qui concerne la quantification de la microfissuration, une fonction nouvelle de quantification a été développée dans le logiciel d'analyse d'images PICTURE au LCPC pour la détection et la caractérisation de microfissures dans des images microscopiques de surfaces d’éprouvettes en béton par colorant rouge. La méthode


adoptée de quantification du nombre de fissures dans une surface est celle des sécantes orientées. 4.7. Comportement du béton à haute température et tenue au feu des ouvrages (Resp. : L. Divet) Dans le cadre de l'étude expérimentale et théorique du comportement du béton à haute température, une méthode a été développée pour l'étude du comportement de pâtes de ciment soumises à une sollicitation thermique lente et deux thèses réalisées à l'ENPC/LAMI ont été soutenues :

• ALARCON-RUIZ L., Analyse de l'évolution des propriétés microstructurales des pâtes de ciment lors d'une élévation de la température, Thèse de doctorat de l'ENPC, sept. 2003, 201 p. Un modèle thermo-hydro-chimique est proposé pour décrire les principales évolutions du comportement du béton sous chargements thermiques, notamment l'évolution de la géométrie du milieu poreux et ses implications sur les propriétés de transport. L'évolution de la porosité et de la dimension caractéristique des pores sous l'effet de la température est étudiée du point de vue théorique et expérimental (mesures de porosité à l'eau, de porosimétrie au mercure et de sorption), en prenant en compte une réhydratation éventuelle pendant les essais. Il est constaté que les rayons d'accès aux pores augmentent avec l'élévation de la température. Les résultats obtenus par porosimétrie au mercure et l'intégration de l'équation différentielle portant sur la dimension caractéristique d'un pore après échauffement fonction de la dimension caractéristique initiale, permettent de vérifier l'hypothèse d'érosion uniforme des pores, pour des domaines de rayon d'accès et de température donnés.

• PASQUERO D., Contribution à l'étude de la déshydratation dans les pâtes de ciment soumises à haute température, Thèse de doctorat de l'ENPC, mai 2004, 169 p. L'élévation de température dans les matériaux cimentaires conduit à la déshydratation des C-S-H, qui se traduit à une modification des propriétés mécaniques, thermiques et de transport. La partie essentielle de ce travail consistait à proposer une "loi de déshydratation" d(t), utilisable dans un modèle thermo-hydro-chimique. Celle-ci a été quantifiée à partir de la masse d'eau par unité de volume chimiquement liée libérée lors de l'élévation de température. Une modélisation simplifiée de la composition chimique de la pâte de ciment a été proposée sur la base de la mesure (pertes de masse) de la cinétique des réactions chimiques de déshydratation. Dans cette description les espèces chimiques sont distinguées par leur température de décomposition (paramètre continu), et une cinétique (fonction de la température, du fait de la thermo-activation) leur est associée.

En ce qui concerne l'étude sur ouvrages incendiés, un groupe de travail a été constitué au sein du réseau des LPC, animé par L. Divet, afin d'évaluer les méthodes d'auscultation et de diagnostic des bétons soumis à un incendie disponibles dans les LPC (par exemple, profondeur d’endommagement du béton par la mesure de module d’élasticité par fréquence de résonance sur disques avec établissement d’une corrélation température/module). Les résultats obtenus sur deux chantiers ont


également été analysés de façon approfondie (tunnel sous la Manche et tunnel de l’A86 à Rueil Malmaison). Cette analyse a été valorisée dans le guide d’aide au diagnostic des ouvrages, qui a été publié relativement à la méthodologie d’investigation du béton d’ouvrages soumis au feu :

• Présentation des techniques de diagnostic de l'état d'un béton soumis à un incendie, Collection Méthodes, Méthode d'essai des LPC n° 62, déc. 2005, 114 p. L'objet de ce document est de faire le point sur les techniques de diagnostic de l'état d'un béton soumis à un incendie. Il est structuré en quatre parties : - 1 : Généralités - 2 : Observations et mesures in situ - 3 : Méthodes d'essai de laboratoire - 4 : Retour d'expériences sur d'autres méthodes La première partie rappelle quelques généralités sur l'évolution du matériau béton sous l'effet de la température et donne des notions sur la démarche à mettre en œuvre pour réaliser un diagnostic fiable et pertinent. La seconde partie concerne les observations et les mesures que l'on peut effectuer in situ. La troisième partie rassemble les méthodes de mesure et d'essais de laboratoire disponibles dans le réseau des LPC et pour lesquelles il existe une longue expérience. La dernière partie présente certaines méthodes de mesure et d'essai en cours de développement, qui paraissent prometteuses.

4.8. Corrosion des armatures - Traitements électrochimiques de déchloruration du

béton armé (Resp. : V. Bouteiller) Un volet de l'Opération de Recherche a été consacré aux traitements électrochimiques de déchloruration et de réalcalinisation du béton armé. Ce programme est co-financé par la DRAST. L'essentiel du travail réalisé a concerné la déchloruration. L'efficacité du traitement a été quantifiée, que ce soit sur des éprouvettes de laboratoire de microbéton armé, carbonatées ou non (où les chlorures ont été introduits au moment du gâchage ou par des cycles d'immersion-séchage sur le matériau durci) ou sur élément de structure soumis à des conditions naturelles (poutre corrodée de la Rance en béton armé, exposée en milieu marin pendant 40 ans) (voir Partie 2 dans cet ouvrage). 5. CONTRIBUTION AUX GROUPES DE TRAVAIL FRANÇAIS ET

INTERNATIONAUX Les travaux menés dans le cadre de l'Opération de Recherche ont permis de contribuer aux groupes de travail Français et Internationaux suivants : • Groupe AFGC "Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages - Indicateurs de durabilité" • Projet RGCU "Mesure des grandeurs associées à la durabilité du béton" (GranDuBé)


• Projet Européen "Resistance of concrete to chloride ingress – From laboratory tests to in-field performance" (ChlorTest) • Technical Committee RILEM "Testing and modelling chloride penetration in concrete" (178-TMC) • FIB Task Group 5.6 "Model Code for Service Life Design" (MC-SLD) 6. MANIFESTATIONS ORGANISEES DANS LE CADRE DE LA CLOTURE ET DE

LA VALORISATION DE L'OPERATION DE RECHERCHE

Des conférences ont été organisées dans le cadre de la clôture et de la valorisation de l'Opération de Recherche, afin notamment de faire connaître les avancées scientifiques et techniques réalisées : • Journée d'information interne au RST de l'Equipement sur le diagnostic des

bétons incendiés (26 janvier 2006, CETE, Lyon, France), • Workshop International RILEM "Performance based evaluation and indicators for

concrete durability" (19-21 mars 2006, Madrid, Espagne), • 2èmes Journées Durabilité du Réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées

"Durabilité 2006 : Méthodes d’essais et applications" (15-16 mai 2006, LNE, Paris, France). Les actes de ces Journées figurent en Partie 2 de ce document,

• Séminaire Scientifique et Technique AFGC "Indicateurs de durabilité" (19 mai 2006, Grande arche de la Défense, Paris, France), axé sur la nouvelle approche performantielle et prédictive de la durabilité proposée,

• Journée d'étude ENPC "Diagnostic des bétons soumis à un incendie" (14 juin 2006, ENPC, Paris, France).

7. PROCHAINE ETAPES 7.1. Mise en pratique de l'approche proposée Il est nécessaire d'encourager et d'accompagner la mise en œuvre de l'approche performantielle proposée à l'issue de l'Opération de Recherche, dans les laboratoires chargés de formuler ou de contrôler les performances des bétons, notamment dans les LRPC. En particulier, le développement de formules régionales de béton devrait contribuer à cette démarche. Il s'agira tout d'abord d'analyser comment se situent des formules régionales classiques par rapport aux critères proposés sur les indicateurs de durabilité (spécifications performantielles). Dans un deuxième temps, il sera utile de développer, sur la base d'une approche performantielle, des formules régionales de béton répondant à des besoins spécifiques, en particulier à des critères économiques, environnementaux et de durabilité. Cette démarche sera notamment menée dans le cadre du Groupe Innovation Ouvrages d'Art des LPC "Approche performantielle". En parallèle, il sera important de valoriser la doctrine française et plus particulièrement l'approche performantielle fondée sur les indicateurs de durabilité auprès des instances de normalisation.


7.2. Nouvelle Opération de Recherche du réseau des LPC "Approche performantielle et probabiliste de la durée de vie des ouvrages en béton armé" (2006-2009)

Face à l'enjeu économique que représente la maîtrise de la durabilité (et des risques) dès la conception des structures en béton, une nouvelle Opération de Recherche a été lancée en 2006 sous la direction de V. Baroghel-Bouny et C. Crémona (LCPC) avec l'objectif d'une prédiction de la durabilité intégrant matériau et structure. Une telle Opération de Recherche s'inscrit dans le champ plus large de la conception des infrastructures et des structures pour un développement durable. La maîtrise de la qualité de la "peau" du béton, et donc de la fissuration superficielle, est naturellement au "cœur" de ce sujet. Au niveau du matériau, l'approche performantielle et prédictive de la durabilité sera étendue à des matériaux nouveaux (par exemple, bétons autoplaçants avec laitiers ou métakaolins), en prenant en compte leurs spécificités (hydraulicité ou pouzzolanicité, capacités d'interaction fluide-matrice, système poreux, cinétiques des processus, ...) avec éventuellement l'adaptation des méthodes et des critères de durabilité. Les espèces prises en compte seront l'eau (liquide + vapeur), différents ions et le CO2, c'est-à-dire les espèces principalement impliquées dans les processus chimiques (réactions et interactions) et physiques (transport) considérés dans cette approche (principalement la corrosion des armatures). La fissuration concernée ici sera une (micro)fissuration caractérisée par sa densité, son degré d'orientation, sa répartition et si possible son ouverture. Les modèles qui seront développés devront pouvoir prendre en compte les conditions aux limites réelles in situ, dans toute leur complexité, afin de prédire avec une précision acceptable le comportement réel des structures. En outre, les techniques de reconnaissance et de traitement électrochimique (déchloruration et réalcanisation) des ouvrages seront également étudiées dans cette Opération de Recherche. Ces techniques permettront de diagnostiquer et de prévenir les dégradations des structures en béton armé. Le produit final de cette Opération de Recherche sera une méthodologie globale de prédiction de la durée de vie des structures dans leur environnement : • intégrant matériau (éventuellement fissuré) et structure (éventuellement

dégradée), • intégrant période d'incubation et période de propagation, • prenant en compte plusieurs processus de dégradation potentielle (initiés par

carbonatation, chlorures, sulfates, ...) et donc les interactions entre chimie, physique et également mécanique par le biais de la fissuration, susceptibles d'intervenir au jeune âge où à long terme,

• dans un cadre déterministe et probabiliste, • présentant différents niveaux de sophistication.


Partie 2

Actes des Journées

"Durabilité 2006 : Méthodes d'essais et applications"

2èmes Journées "Durabilité" du Réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées (15-16 mai 2006 - Paris - France)


Comité d'organisation : • Animateur : V. Baroghel-Bouny (LCPC-BCC)

• Membres : P. Belin (LCPC-BCC) J.F. Bouteloup (LCPC-BCC) T. Chaussadent (LCPC-PCM)

L. Routhe (LCPC-BCC) M. Thiery (LCPC-BCC) G. Villain (LCPC-BCC)

• Secrétariat : P. Delauney Laboratoire Central des Ponts et chaussées 58, Boulevard Lefebvre F-75732 PARIS Cedex 15 Tél : 01 40 43 52 94 Fax : 01 40 43 54 93 E-mail : [email protected]

Lieu : Laboratoire National d'Essais (LNE) - Paris - France


Programme des Journées



Programme du 15 mai 2006

• 13h30 : Accueil • 14h30 : Ouverture des Journées B. Mahut (LCPC, Adjointe au Directeur Technique OA)

• 14h35 : Présentation de l'Opération de Recherche 11B021 et des objectifs des Journées

V. Baroghel-Bouny (LCPC, Adjointe au Chef de la Division BCC, Resp. de l'opération de Recherche)

• 14h45 : Thème 1 : Pénétration des ions chlorure dans le béton et corrosion des

armatures Présidentes de session : S. Bonnet (GeM - IUT Saint-Nazaire) et G. Villain (LCPC, Paris)

"Détermination du coefficient de diffusion des ions chlorure - Essai de migration en régime stationnaire" A. Pavoine, S. Moscardelli (LREP) "Détermination du coefficient de diffusion des chlorures - Essai de migration sous champ électrique en régime non-stationnaire et mesure de résistivité électrique" V. Baroghel-Bouny, P. Belin (LCPC, Paris)

"Techniques RMN appliquées à l’analyse de la pénétration des chlorures dans le béton" F. Barberon, V. Baroghel-Bouny, H. Zanni (LCPC/ESPCI, Paris) "Application du traitement électrochimique de déchloruration sur différentes éprouvettes en béton armé" V. Bouteiller (LCPC, Paris)

• 15h45 : Discussion

• 16h00-16h30 : PAUSE • 16h30 : Thème 2 : Suivi d'ouvrages et de corps d'épreuve en milieu naturel et

méthodes in situ Président de session : G. Olivier (LREP Melun)

"La durabilité des BHP - Bilan du Projet National BHP 2000" V. Baroghel-Bouny (LCPC, Paris) "Evaluation in situ de la perméabilité à l'air d’un parement avec l'appareil BT-CRIS - Nouveau mode opératoire" J. Aubry (LRPC de Clermont-Ferrand) "Démarche et méthodes d'essai pour l'évaluation de la durabilité du béton vis-à-vis de l'alcali-réaction" P. Fasseu (LRPC de Lille)


• 17h30 : Fin de la première Journée

• 19h30 : DINER


Programme du 16 mai 2006 • 8h30 : Accueil • 9h30 : Thème 3 : Carbonatation du béton Présidents de session : N. Rafaï (LERM, Arles) et V. Baroghel-Bouny (LCPC, Paris)

"Mise au point de la mesure du coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans les bétons carbonatés" A. Pavoine, G. Villain, S. Moscardelli, J. Lett, P. Roussel, M. Thiery (LREP/LCPC) "Détermination du coefficient de diffusion de la vapeur d’eau dans les bétons carbonates et non carbonatés" G. Villain, V. Baroghel-Bouny, J.F. Bouteloup (LCPC Paris)

"Profils de carbonatation dans les bétons : analyse thermogravimétrique couplée à l'analyse chimique" G. Villain, G. Platret, M. Thiery, G. Villain, E. Massieu, P. Roussel (LCPC Paris) "Profils de carbonatation dans les bétons : gammadensimétrie" G. Villain, G. Platret, M. Thiery, G. Villain, E. Massieu, P. Roussel (LCPC Paris) "Analyse des essais interlaboratoires des LPC en vue de faire évoluer les essais de carbonatation accélérée des bétons" D. Cochet, G. Villain, G. Olivier, M. Thiery, C. Ramaud, P. Roussel (LRPC Bordeaux / LREP / LCPC Paris)

• 10:45 : Discussion

• 11h00-11h30 : PAUSE • 11h30 : Thème 4 : Comportement du béton en conditions extrêmes

Président de session : T. Chaussadent (LCPC, Paris)

"Caractérisation de pâtes de ciment en gel/dégel par une méthode capacitive" T. Fen Chong, A. Fabbri, A. Azouni, O. Coussy (Institut Navier - LMSGC Marne-la-Vallée) "Durabilité du béton en conditions hivernales - Développement d'une méthode d'évaluation" S. Arnaud, G. Orcel (LRPC de Lyon) "Techniques de diagnostic de l’état d’un béton soumis à un incendie" L. Divet (LCPC, Paris)

• 12h15 : Discussion • 12h30 : Thème 5 : Jeune âge et retrait

Président de session : M. Thiery (LCPC Paris)

"Matrices cimentaires au très jeune âge : apports de l'expérimentation" P. Mounanga, A. Khelidj, V. Baroghel-Bouny, A. Loukili (GeM - IUT Saint-Nazaire & ECN Nantes / LCPC Paris) "Mesures bidimensionnelles de retrait endogène et de séchage dans des mortiers" G. Villain, V. Baroghel-Bouny, J.F. Bouteloup (LCPC, Paris)



• 13h30 : DÉJEUNER

• 15h00 : Thème 6 : Fissuration/endommagement et propriétés de transport

Président de session : A. Khelidj (GeM - IUT Saint-Nazaire) "Présentation du logiciel PICTURE et d’une nouvelle fonction : quantification de fissures" J.M. Moliard, P. Belin (LCPC Nantes & Paris) "Effet de la largeur de fissures sur la diffusion des ions chlorure dans les bétons" A. Djerbi, S. Bonnet, A. Khelidj, V. Baroghel-Bouny (GeM - IUT Saint-Nazaire / LCPC Paris) "Dégradations générées par les traitements préalables aux mesures par intrusion de mercure et de perméabilité aux gaz" A. Ammouche, V. Baroghel-Bouny (LERM Arles / LCPC Paris)

• 15h45 : Discussion • 16h00 : Conclusion des Journées et perspectives

Président de session : B. Mahut

"Nouvelle opération de Recherche : Approche performantielle et probabiliste de la durée de vie des ouvrages en béton armé (11N061)" V. Baroghel-Bouny (LCPC, Resp. de l'opération de Recherche) "Mise en oeuvre de l'approche performantielle dans le réseau des LPC - Formulation moderne et régionale du béton" G. Kittel (LRPC Lille)

• 16h30 : Discussion • 16h45 : Conclusion des Journées

V. Baroghel-Bouny et B. Mahut

• 17h00 : Fin des Journées



Articles des communications



SOMMAIRE

Thème 1 : Pénétration des ions chlorure dans le béton et corrosion des armatures A. Pavoine, S. Moscardelli Détermination du coefficient de diffusion des ions chlorure - Essai de migration en régime stationnaire ..........................................................................................................43 P. Belin, V. Baroghel-Bouny Détermination du coefficient de diffusion des chlorures - Essai de migration sous champ electrique en régime non-stationnaire et mesure de résistivité électrique............52

F. Barberon, V. Baroghel-Bouny, H. Zanni Techniques RMN appliquées à l’analyse de la pénétration des chlorures dans le béton ...............................................................................................................................60

V. Bouteiller Application du traitement électrochimique de déchloruration sur différentes éprouvettes en béton armé..............................................................................................68

Thème 2 : Suivi d'ouvrages et de corps d'épreuve en milieu naturel et méthodes in situ V. Baroghel-Bouny La durabilité des BHP - Bilan du Projet National BHP 2000 ............................................79

J. Aubry, B. Boulet Évaluation in situ de la perméabilité à l’air d’un parement avec l’appareil BT-CRIS........81

P. Fasseu Démarche et méthodes d’essai pour l’évaluation de la durabilité du béton vis-a-vis de l’alcali-réaction.................................................................................................................82

Thème 3 : Carbonatation du béton A. Pavoine, G. Villain, S. Moscardelli, J. Lett, P. Roussel, M. Thiery Mise au point de la mesure du coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans les bétons carbonatés .....................................................................................................93

G. Villain, V. Baroghel-Bouny, J.F. Bouteloup Détermination du coefficient de diffusion de la vapeur d’eau dans les bétons carbonates et non carbonatés .......................................................................................103

G. Villain, G. Platret, M. Thiery, E. Massieu, P. Roussel Profils de carbonatation dans les bétons : Analyse thermogravimétrique couplée à l'analyse chimique et gammadensimétrie ......................................................................113

D. Cochet, G. Villain, G. Olivier, M. Thiery, C. Ramaud, P. Roussel Analyse des essais interlaboratoires des LPC en vue de faire évoluer les essais de carbonatation accélérée des bétons..............................................................................123


Thème 4 : Comportement du béton en conditions extrêmes T. Fen-Chong, A. Fabbri, A. Azouni, O. Coussy Caractérisation de pâtes de ciment en gel/dégel par une méthode capacitive..............137

S. Arnaud, G. Orcel Durabilité du béton en conditions hivernales - Développement d'une méthode d'évaluation ...................................................................................................................145

L. Divet, S. Arnaud, X. Derobert, P. Fasseu, R. Faure, C. Larive, B. Naquin, G. Olivier Techniques de diagnostic de l’état d’un béton soumis a un incendie ............................151

Thème 5 : Jeune âge et retrait P. Mounanga, A. Khelidj, V. Baroghel-Bouny, A. Loukili Evolution physico-chimique et retrait endogène des matrices cimentaires au très jeune âge : Apports de l'Expérimentation ......................................................................161

G. Villain, V. Baroghel-Bouny, J.F Bouteloup

Mesures bidimensionnelles de retrait endogène et de séchage dans des mortiers.......169

Thème 6 : Fissuration/endommagement et propriétés de transport J.M. Moliard, P. Belin, Présentation du logiciel Picture et d'une nouvelle fonction : quantification de fissures..183

A. Djerbi, S. Bonnet, A. Khelidj, V. Baroghel-Bouny Effet de la largeur de fissures sur la diffusion des ions chlorure dans les bétons..........189

A. Ammouche, V. Baroghel-Bouny Dégradations générées par les traitements préalables aux mesures par intrusion de mercure et de perméabilité aux gaz ..............................................................................197


Thème 1

Pénétration des ions chlorure dans le béton et corrosion des armatures



DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DES IONS CHLORURE - ESSAI DE MIGRATION EN REGIME STATIONNAIRE

A. Pavoine, S. Moscardelli

Groupe Ouvrage d’Art, LREP, Le Bourget Résumé De nombreuses méthodes ont été développées pour quantifier des indicateurs associés à la corrosion des aciers par l’action des chlorures dans un béton. Parmi ces essais, nombreux sont ceux qui permettent de quantifier un coefficient de diffusion des ions chlorures. Ce coefficient peut être établit par une méthode indirecte ou directe, dans un régime de diffusion dit « stationnaire » ou « non stationnaire ». Le protocole choisi permettra d’obtenir un coefficient « apparent » ou « effectif » qui prendra en compte ou pas des interactions chimiques de l’ion chlorure avec le matériau. Pour tenter d’homogénéiser les pratiques et évaluer les modes opératoires, deux campagnes d’essais croisés impliquant plusieurs laboratoires européens ont été programmées. Les résultats obtenus pour deux méthodes testées par plusieurs laboratoires et une troisième méthode appliquée uniquement au Laboratoire des ponts et chaussées de L’Est Parisien sont discutés dans cet article. Le principe de ces essais est relativement similaire, il consiste à appliquer une différence de potentiel entre les extrémités d’un échantillon de béton et de quantifier les ions qui migrent au travers de celui-ci sous l’action du champ électrique. Une méthode est basée sur la caractérisation de la solution placée en amont de l’échantillon, les deux autres s’intéressent à la solution placée en aval. Le coefficient de variation de l’incertitude de répétabilité de ces méthodes est faible et varie approximativement entre 10 et 20%. En revanche, l’incertitude de reproductibilité est importante. Celle-ci peut être attribuée au manque d’expérience des laboratoires et à la technicité de ces méthodes. Mots-clés Corrosion - Migration - Chlore - Indicateurs de durabilité

1. INTRODUCTION Le coefficient de diffusion des ions chlorure dans un béton, associé à d’autres facteurs (porosité accessible à l’eau, perméabilité à l’eau ou aux gaz, teneur en portlandite…) peut rendre compte de la capacité d’un béton armé à se protéger des processus de corrosion des aciers. La dénomination retenue pour identifier ce coefficient prête parfois à confusion. L’intitulé « coefficient de diffusion des ions chlorure » n’est pas suffisant pour identifier précisément cette grandeur. Lorsque ce paramètre rend compte de l’interaction chimique de l’ion avec la matrice le coefficient


de diffusion est dit « apparent », au contraire, si les interactions ne sont pas prises en compte, le coefficient de diffusion est dit « effectif ». Lorsque la méthode d’essai est un essai de migration ou de diffusion, les termes « stationnaire » ou « non stationnaire » sont parfois utilisés pour préciser l’étape particulière du processus de diffusion exploitée pour quantifier ce paramètre. Enfin, ce coefficient peut être également évalué à partir de méthodes indirectes telle que la mesure de la résistivité électrique d’un béton. Il n’existe pas actuellement de méthode normalisée et de nombreux laboratoires ont développé indépendamment leur protocole pour identifier cet indicateur de durabilité. Pour uniformiser les pratiques, des campagnes d’essais croisés ont été programmées dans lesquels plusieurs méthodes couramment appliquées ont été étudiées. Nous traiterons ici des méthodes d’essai où le coefficient de diffusion effectif est déterminé pendant la phase stationnaire du phénomène de migration obtenu par l’application d’un champ électrique aux bornes d’un échantillon de béton. Dans un premier temps, nous présenterons succinctement trois méthodes d’essai puis nous discuterons des résultats obtenus au cours des essais croisés.

2. METHODES D’ESSAIS Nous présentons ci-après trois protocoles d’essai qui se distinguent uniquement par la méthode retenue pour caractériser le phénomène de diffusion. Les conditions expérimentales (tensions imposées de 12V, nature des solutions en amont et en aval de l’échantillon, dimensions d’éprouvettes) sont similaires. A noter qu’il existe d’autres méthodes où les conditions d’essai (champ électrique appliqué et nature des solutions au contact de l’échantillon) peuvent varier. Citons par exemple la méthode testée par le groupe de travail du RGCU traitant des Grandeurs de Durabilité du Béton.

2.1 Principe général d’un essai de migration Un échantillon de béton de deux centimètres d’épaisseur est obtenu par sciage d’une carotte ou d’une éprouvette. La porosité accessible de l’échantillon est ensuite imbibée par de l’eau distillée. Cet échantillon est placé au centre d’une cellule constituée de deux cuves cylindriques, qui contiennent, d’un côté de l’échantillon une solution chlorurée, et de l’autre de l’eau distillée. Deux électrodes reliées à un générateur de tension stabilisée sont placées respectivement à l’extrémité de chaque compartiment. Une différence de potentiel de 12 V est appliquée entre ces électrodes de sorte que les ions chlorure (Cl-) migrent de la solution saline vers l’autre compartiment en traversant l’échantillon (cf. figure 1).


Figure 1. Dispositif expérimental - Essai de migration des ions chlorure dans un béton. Le flux d’ions provoqué par le champ électrique est caractéristique de l’échantillon de béton testé et permet de quantifier un coefficient de diffusion. Les principales caractéristiques de cet essai sont les suivantes : - Essai réalisé à 20+2°C ; - Tension appliquée entre les électrodes de 12 V ; - Solution de chlorure de sodium 1M en amont de l’échantillon ; - Eau distillée en aval de l’échantillon. Sur la figure 2, nous présentons l’allure générale des courbes obtenues par le suivi de la concentration en ions chlorure de la solution située en amont (a) de l’échantillon d’une part et celle placée en aval (b) d’autre part. La phase stationnaire de l’essai est identifiée par un flux constant d’ions. La méthode basée sur le suivi de la solution placée en amont estime que cette phase stationnaire est atteinte dès le début de l’essai. Dans le cas du suivi de la solution placée en aval de l’échantillon, la phase stationnaire n’est identifiable qu’après un temps « Tlag » nécessaire aux ions pour parcourir l’échantillon. Dans ce second cas, la phase stationnaire s’achève lorsque les variations de concentration en amont et en aval ne permettent plus de conserver les conditions aux limites (concentration amont constante et milieu aval infiniment dilué) retenues pour le calcul.


TempsSo

lutio

n am

ont

: co

ncen

trat

ion

en io

ns c

hlor

e

Temps

Con

cent

ratio

n en

ions

ch

lore

s

Figure 2. Allure théorique d’une courbe de diffusion obtenue par un suivi de la concentration en ions chlorure de la solution amont (a) ou de la solution aval (b) au cours d’un essai de migration. Définition schématique du "Time Lag" à partir de la droite définie en phase stationnaire. La pente obtenue en phase stationnaire au cours du suivi soit, des ions contenus dans la cellule amont soit, des ions contenus dans la cellule aval, permet de quantifier le flux d’ions et ensuite de calculer le coefficient de diffusion. L’équation de diffusion permettant de quantifier ce paramètre est la suivante :

γ

= Cleff

up

J RTDFC E

(m2/s) (1)

avec : - E : le champ électrique (V/m) ; - Cup : la concentration moyenne en ions chlorure de la cellule amont (mol/m3) ; - Jup : le flux d’ions chlorure à la surface de l’échantillon (mol/m2/s). - T : la température (K) ; - R : la constante des gaz parfaits (8,32 J/mol.K) ; - F : la constante de faraday (96487 C/mol ; 2717,9 °C/g) ; - γ : le coefficient d’activité de la solution cathodique (0,657). Dans cet article nous discutons des résultats obtenus pour la quantification d’un coefficient de diffusion effectif. Toutefois, le coefficient de diffusion apparent du béton peut être déterminé à partir du "time lag" (fig. 2b) caractérisé par le suivi de la solution placée en aval de l’échantillon. La détermination de ce coefficient à partir d’un essai de migration est délicate (r = 24% ~36% et R = 45% ~ 87%). Il paraît

Time lag

Phase stationnaire

ζ

(a)

(b)


préférable de caractériser cet indicateur à l’aide d’un essai de migration en régime non stationnaire [1].

2.2 Une méthode basée sur la caractérisation de la solution placée en amont de l’échantillon [2]

Cette méthode est basée sur le principe qu’un état stationnaire peut être caractérisé dès le début de l’essai lorsque le flux amont est quantifié. La concentration en ions chlorure de la cellule amont est caractérisée par le dosage potentiométrique d’échantillons régulièrement prélevés. Compte tenu de la concentration initiale importante, le volume prélevé pour chaque analyse est faible. Cette précaution permet de limiter l’impact des prélèvements sur la concentration en ions chlorure de cette solution.

2.3 Deux méthodes basées sur le caractérisation de la solution placée en aval de l’échantillon

2.3.1 Suivi de la conductivité [3] La première méthode proposée pour caractériser le flux d’ions sortant de l’échantillon est indirecte. Le phénomène est caractérisé par des mesures de conductivité de la solution placée en aval de l’échantillon. La concentration en ions chlorure est ensuite obtenue à partir d’une équation linéaire reliant la concentration en ions chlorure et la conductivité de la solution (2)

−⎡ ⎤ = − + × °⎣ ⎦ ( / ) 1.71 11.45 (25 ) ( / )Cl mmol l Conductivité C mS cm (2)

2.3.2 Dosages potentiométriques [4-5] La deuxième méthode est celle appliquée au LREP. Cette méthode directe est basée sur la caractérisation de la solution par des prélèvements réguliers et des dosages potentiométriques.

3. EXEMPLES D’APPLICATION – ESSAIS CROISES CHLORTEST Le programme européen « Chlortest » a regroupé plusieurs laboratoires ayant développé des méthodes d’essais pour caractériser le coefficient de diffusion des chlorure dans un béton. Deux campagnes d’essais croisés ont été programmées. La première à permis d’étudier un panel large de protocoles d’essais. Les essais les plus pertinents ont été reconduits pour la seconde campagne au cours de laquelle les bétons retenus ont permis d’étudier plusieurs classes de durabilité. Une désignation particulière à été définie pour identifier les méthodes testées. Ces références sont également retenues dans cet article. La méthode proposée par Truc et al [2]. est identifiée par « M3 ». La méthode développée par Castellote et al [3]. porte la référence « M6 ». Notre méthode basée sur la détermination directe de la concentration en ions chlorure de la solution aval n’a pas été étudiée par d’autres laboratoires. Nous l’avons simplement appliquée en parallèle aux essais M3 et M6 au cours de ces essais croisés. Nous l’identifions par «LREP».

3.1 Première campagne d’essais « CHLORTEST » Cette campagne d’essais croisés implique huit laboratoires. Six méthodes d’essai ont été retenues dont les méthodes M3 et M6. Sept laboratoires ont appliqué les méthodes M3 et M6 sur quatre bétons différents (tableau n°1).


Tableau 1. Bétons étudiés au cours de la campagne d’essais croisés n°1- Rapport final Chlortest [6].

Matériaux SF OPC FA SL Type de ciment CEM I 42,5 N CEM I 42,5 R CEM IV/B 32,5 R CEM III/B 42,5 LH HS Ciment (Kg/m3) 399 400 340 350 Fumée de silice 21

Eau 168 180 153 187,5 Sable 842,5 (0-8 mm) 742 (0-6 mm) 62 (0-2 mm)

603 (0-4 mm) 70 (0-1 mm)

790 (0-4 mm) Granulats 842,5 (9-16 mm) 1030 (6-16 mm) 619 (4-12 mm)

555 (12-25 mm) 1040 (4-16 mm)

Adjuvant (% liant) 3,4 4,8 4,1 3,9

E/liant 0,40 0,45 0,45 0,45 Rc (Mpa) 63 45 52,6 ?

Les écart-types de répétabilité et de reproductibilité sont indiqués pour les méthodes M3 et M6 dans le tableau n°2 en terme de coefficient de variation. Le coefficient de variation indiqué pour la méthode LREP est évalué à partir de la moyenne des écarts moyens de nos essais. Tableau 2. Coefficients de variation de répétabilité et de reproductibilité des méthodes M3, M6 et LREP au cours de la campagne d’essais croisés WP-2 CHLORTEST [5,6].

Méthode Nombre de laboratoires Sr R2 SR R2

M3 5-7 11% 0,386 121% 0,866 M6 6-7 12% 0,716 65% 0,967

LREP 1 82% Non déterminé Nous constatons que la répétabilité des méthodes M3 et M6 est relativement faible. En revanche les valeurs constatées pour la méthode LREP ne sont pas satisfaisantes et nous ont amené à améliorer notre mode opératoire. Pour ces essais, notre dispositif permet le suivi automatique des concentrations à l’aide d’électrodes sélectives et d’un système de pompage. En raison des contraintes expérimentales et des erreurs associées ce système complexe a été abandonné. Ces essais croisés montrent que l’incertitude de reproductibilité des méthodes M3 et M6 est très importante. Pour le protocole M3, ces écarts sont vraisemblablement associés à la technicité de la méthode. Nous avons comparé les moyennes obtenues par les méthodes M3 et M6 à l’aide des écarts de reproductibilité donnés par les essais interlaboratoires (NF X 06-055-tableau n°3). Nous constatons que les résultats obtenus par les deux méthodes ne sont pas équivalents pour des bétons performants. De plus, en effectuant ces tests à l’aide des écarts de répétabilité, nous observons que la pratique de ces deux essais dans un même laboratoire ne donne pas systématiquement le même résultat. Tableau 3. Test pour l’égalité des moyennes de méthodes M3 et M6 – NF X 06-055.

M3 M6 Résultat du test bilatéral

M3 = M6 Moyenne Sr SR Moyenne Sr SR r R

SF 0,997 0,206 0,631 1,160 0,296 1,043 Non Oui OPC 1,848 0,291 1,856 2,904 0,423 2,003 Non Oui FA 1,040 0,273 0,778 1,009 0,305 0,921 Oui Oui SL 0,991 0,119 1,090 0,453 0,059 0,315 Non Non


3.2 Deuxième campagne d’essais « CHLORTEST » Un nombre limité d’essais à été retenu pour le programme de la seconde campagne. En revanche, le nombre de béton testés a été porté à six. Pour les essais de migration en phase stationnaire, seule la méthode M6 a été reconduite. Nous avons tout de même appliqué les méthodes M3 et LREP sur les échantillons de béton réceptionnés (cf. tableau 4). Tableau 4. Bétons étudiés au cours de la campagne d’essais croisés n°2- Rapport final Chlortest [7].

Matériaux PC50 PC42 PC35 SF42 FA42 SL42 Type de ciment

CEM 1 42,5 N CEM II/A-V

(~ 18% cendres volantes)

CEM III/B 42,5 LH

Ciment (Kg/m3) 400 420 450 389,5 410 410 Fumée de silice

(ELEKM) 20,5

Eau 200 176,4 157,5 172,2 172,2 172,2 Sable (0-8 mm) 920 926 904 897 901 901

Granulats (10-15 mm) 816 855 904 897 901 901

Adjuvant (% liant) 0,5 1,0 0,5 0,5 0,5

E/C 0,5 0,42 0,35 0,42 0,42 0,42 Les résultats et la fidélité obtenus sont donnés dans le tableau 5. Pour comparer les moyennes obtenues par ces différentes méthodes, nous utilisons les résultats de cette seconde campagne pour la méthode M6, la fidélité obtenue au cours de la première campagne pour la méthode M3 et la répétabilité évaluée à partir des écarts moyens de nos essais pour la méthode LREP. Tableau 5. Coefficients de variation de répétabilité et de reproductibilité des méthodes M3, M6 et LREP au cours de la campagne d’essais croisés WP-5 CHLORTEST [5,7].

Méthode Nombre de laboratoires

Sr R2 SR R2

M6 11 22%m 0,918 76%m 0,949 LREP 1 18%m 0,868 Non déterminé

Tableau 6. Test pour l’égalité des moyennes de méthodes M3 et M6 – NF X 06-055.

M3 M6 LREP

Résultat du test bilatéral r (Oui / Non) R (Oui / Non)

Moyenne Sr

(11%m)

SR (121%

m) Moyenne Sr SR Moyenne Ecart

Moyen

M3/M6 r R

M3/ LREP

r

M6/ LREP

r

PC50 6,43 0,71 7,78 2,86 0,86 2,70 3,57 0,56 Non Non Non Oui

PC42 3,17 0,35 3,83 2,05 0,39 1,44 1,84 0,47 Non Oui Non Oui

PC35 1,05 0,12 1,27 1,38 0,28 1,05 0,93 0,06 Oui Oui Oui Oui

SF42 1,30 0,14 1,57 1,62 0,38 1,12 1,26 0,25 Oui Oui Oui Oui

FA42 0,31 0,03 0,37 0,59 0,10 0,47 0,28 0,03 Oui Oui Oui Non

SL42 0,40 0,04 0,48 0,37 0,08 0,25 0,09 0,01 Oui Oui Non Non


Nous pouvons constater que ces méthodes ne donnent pas systématiquement le même résultat. La concordance des résultats obtenus par la méthode M3 avec les deux autres méthodes est faible. Lorsque le béton est très performant, le faible flux d’ions est difficile à caractériser par le suivi de la concentration de la solution amont qui est initialement riche en ions chlorure. De plus, il semble que la méthode M3 soit plus sensible à la variation de la concentration amont (condition aux limites non respectée) lorsque le flux d’ions est important. Pour des bétons performants, les méthodes M6 et LREP ne donnent pas des résultats identiques. Il paraît toutefois préférable d’effectuer des mesures directes par dosage des ions contenus dans la solution placée en aval de l’échantillon. En effet, l’équation proposée dans le mode opératoire M6 surévalue les quantités d’ions chlorure ayant diffusé. Cette erreur est attribuable à la nature de la solution formée en aval de l’échantillon au cours de l’essai. L’équation proposée par le mode opératoire M6 est vraisemblablement basée sur la variation de la concentration en ions chlorure d’une solution saline (KCl ou NaCl). Or la solution réelle est acide et la conductivité résultante est beaucoup plus importante que la solution saline envisagée. De plus, la conductivité de cette solution est également attribuée aux ions issus de la solubilisation partielle de l’échantillon dans de l’eau distillée.

4. CONCLUSION Il existe plusieurs méthodes d’essais pour quantifier un coefficient de diffusion effectif des ions chlorure dans un béton. Ces méthodes peuvent être plus ou moins difficiles à mettre en œuvre. La méthode indirecte M6 semble plus intéressante puisqu’elle requiert un niveau de technicité plus faible que les autres méthodes. Toutefois, celle-ci apparaît moins fiable lorsque le béton est très performant. La méthode M3 n’a pas été retenue pour la seconde campagne d’essais croisés. L’incertitude de reproductibilité de cette méthode déterminée au cours de ces essais est trop élevée. Cependant, cette incertitude est vraisemblablement liée à la technicité de l’essai qui n’a pas due être convenablement maîtrisée par tous les laboratoires participants. La méthode M3 donne des résultats satisfaisants pour des bétons ordinaires. En revanche, les résultats paraissent peu fiables pour des bétons peu ou très performants. Nous pouvons noter que la répétabilité de ces méthodes est satisfaisante et malgré les écarts constatés, ces essais permettent d’évaluer la classe de durabilité d’un béton.

5. REFERENCES [1] Belin P., Baroghel-Bouny V ., Détermination du coefficient de diffusion des chlorures - Essai de

migration en régime non-stationnaire et mesure de résistivité électrique, dans ce document, Partie 2.

[2] Truc O., Ollivier J.P., Carcassès M., A new way for determining the chloride diffusion coefficient in concrete from steady state migration test, Cement and Concrete Research 30(2) (2000) 217-226.

[3] Castellotte M., Andrade C., Alonso C., Measurement of the steady and non-steady state chloride diffusion coefficients in a migration test by means of monitoring the conductivity in the anolyte chamber. Comparison with natural diffusion tests, Cement and Concrete Research 31(10) 2001 1411-1420.

[4] Détermination du coefficient de diffusion effectif des chlorures dans les bétons durcis. Méthode d'essai de migration sous champ électrique externe en régime stationnaire, dans ce document, Partie 3.


[5] Pavoine A., Moscardelli M., Diffusion des ions chlorure dans un béton. Essais interlaboratoires 2005. Synthèse des essais du LREP. Programme de recherche 11B021. Rapport interne. Juin 2005.

[6] Castellotte M., Andrade C., WP2 Pre-evaluation report. Eu-Project CHLORTEST, Resistance of concrete to chloride ingress - from laboratory tests to in-field performance (Swedish National Testing and Research Institute, 2004), 25 p.

[7] ChlorTest - EU funded research project G6RD-CT-2002-0085 "Resistance of concrete to chloride ingress - From laboratory tests to in-field performance", WP5 Report - Final Evaluation of test methods, prepared by Tang Luping, 2005, 34 p.


DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DES CHLORURES - ESSAI DE MIGRATION SOUS CHAMP ELECTRIQUE EN REGIME NON-STATIONNAIRE ET MESURE DE RESISTIVITE ELECTRIQUE

P. Belin, V. Baroghel-Bouny

Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé Quatre bétons, dans une gamme allant du béton type bâtiment (B20) au béton à hautes performances (B60) avec fumées de silice, ont fait l’objet de mesures du coefficient de diffusion des ions chlorure en régime non-stationnaire et de résistivité électrique. Cet article présente tout d’abord les dispositifs expérimentaux utilisés et des exemples de résultats obtenus par une méthode colorimétrique à l’issue des essais de migration. Les résultats expérimentaux montrent que l’essai de migration permet une distinction nette des caractéristiques de chaque béton, y compris pour les deux bétons ordinaires présentant des résistances mécaniques et E/C similaires. La résistivité électrique permet de distinguer trois gammes de béton, mais semble moins discriminante que la migration en régime non-stationnaire. L’hypothèse avancée pour expliquer ce résultat est que la résistivité d’un béton saturé dépend non seulement du réseau poreux, mais aussi de la résistivité de la solution interstitielle. Des recherches complémentaires semblent donc nécessaires afin d’exploiter au mieux la mesure de résistivité électrique. Mots-clés Chlorures - Coefficient de diffusion - Migration - Résistivité électrique - Méthode d’essai.

1. INTRODUCTION Le coefficient de diffusion des ions chlorure est un Indicateur de Durabilité particulièrement pertinent dans le cadre de la prédiction de la durée de vie d’une structure en béton armé en milieu marin, ou en présence de sels de déverglaçage [1]. La détermination de ce coefficient de diffusion fait l’objet de différents modes opératoires basés soit sur une diffusion naturelle des ions chlorure [2] [4], soit sur l’application d’un champ électrique [5][6]. Certaines de ces méthodes ont déjà fait l’objet de modes opératoires publiés dans la collection Techniques et méthodes des laboratoires des ponts et chaussées [7]. Cet article se propose de présenter les résultats obtenus à l’aide de deux méthodes d’essai permettant de mesurer directement ou indirectement le coefficient de diffusion des ions chlorure. Ces méthodes, présentées dans [8] et [9], s’inspirent notamment des travaux présentés dans [5] pour la migration des ions chlorure en régime non-stationnaire et dans [10]


et [11] pour la résistivité électrique. Ces méthodes présentent l’avantage d’être rapides et de ne pas nécessiter un équipement lourd (pas de dispositif de titrage, en particulier).

2. RAPPELS SUR LE COEFFICIENT DE DIFFUSION DES IONS CHLORURE

Théoriquement, le coefficient de diffusion des ions chlorure peut être apparent ou effectif. Cette distinction est issue du fait que la pénétration des ions chlorure dans un béton saturé est le résultat conjoint d’une diffusion de ces ions et de leur interaction avec le matériau cimentaire. Le coefficient de diffusion effectif Deff quantifie la diffusion des ions chlorure dans le béton. Il peut par exemple être mesuré directement par un essai de migration en régime stationnaire [7]. Le coefficient de diffusion apparent Dapp est un coefficient de diffusion « global » prenant en compte la diffusion des ions chlorure et leur interaction avec le béton. Il peut être mesuré par un essai de migration en régime non-stationnaire. Le lecteur pourra se référer à [1] ou [2] pour obtenir plus de détails relatifs à ces coefficients de diffusion et à la relation existant entre les deux.

3. MATERIAUX La formule des bétons testés et leurs principales caractéristiques sont présentées dans le tableau 1. Tous les bétons sont formulés à partir d’un ciment CEM I. Seul le béton M75FS contient des additions minérales (fumées de silice). Tableau 1. Formules, résistances mécaniques (valeurs moyennes), et porosités accessibles à l’eau des bétons (valeurs moyennes).

M25 M50 BO M75FS

Sable (kg/m3) 899 806 744 877

Gravillon (kg/m3) 1007 937 1192 1044

Ciment (kg/m3) 230 410 353 360

Fumées de silice (kg/m3) 22

Eau (L/m3) 193 197 172 136

E/C 0,84 0,48 0,49 0,38

E/L 0,84 0,48 0,49 0,36

Rmoy.28 (MPa) 21,9 54,7 54,5 82,3

Porosité Φ (%) [3] 14,7 14,5 12,1 9,8

4. CONDITIONS D’ESSAI L’ensemble des essais a été réalisé sur des échantillons de 50 mm d’épaisseur sciés dans des éprouvettes de diamètre 110 mm à une distance minimum de 20 mm des extrémités de l’éprouvette. Les méthodes de mesure du coefficient de diffusion des ions chlorure par essai de migration en régime non-stationnaire et de résistivité électrique sont décrites dans [8] et [9]. Seuls sont donc décrits ici les détails propres aux mesures présentées dans cet article.

4.1 Essais de migration Les échantillons ont tout d’abord été enduits de résine epoxy sur leur pourtour et sur les zones de contact avec les cellules afin d’assurer l’étanchéité. Ils ont ensuite été


saturés sous vide avec une solution de soude (NaOH 4g.L-1 dans de l’eau distillée) pendant 24 heures, à l’exception du béton M75FS, qui a été saturé pendant 72 heures compte tenu de sa faible porosité. Le dispositif de migration utilisé est présenté en figure 1. Celui-ci est simplement constitué de tubes et plaques en PVC collés à l’aide de joint silicone. L’anode (respectivement la cathode) est constituée d’une spire de cuivre niobium platiné (respectivement d’un disque d’acier Inox). Deux fils de cuivre niobium platiné sont positionnés de part et d’autre de l’échantillon, afin de mesurer la différence de potentiel (ddp) aux bornes de celui-ci. La solution du compartiment amont est une solution saline de composition NaCl(30g.L-1)+NaOH(0,1M) et la solution du compartiment aval est une solution alcaline de composition NaOH (0,1M).

Figure 1. Dispositif du LCPC de migration des chlorures sous champ électrique.

La durée et la ddp utilisées pour chaque essai sont précisées dans le tableau 2. Celles-ci ont été choisies sur la base de la relation donnée dans [8]. Notons que pour le béton ordinaire BO, différents « couples » durée / tension électrique ont été choisis afin d’évaluer l’influence de ces paramètres sur le résultat final. A l’issue de l’essai, les échantillons ont été fendus au burin, afin de déterminer la profondeur de pénétration des ions chlorure par colorimétrie (pulvérisation de nitrate d’Argent [7]). Tableau 2. Synthèse des conditions d’essai.

M25 M50 BO M75FS Réf. 10/30 10/60 20/15 20/30 1C 2C ddp (V) 9,8 10,0 10,0 9,8 20,1 20,0 25,3 25,15 temps (h,mn) 16h12 20,30 29h15 62h15 15h 29h45 65h45 65h45

4.2 Mesure de la résistivité électrique Les essais ont été effectués à l’issue d’une saturation en eau de 24 heures pour les bétons M25, BO et M50 et de 72 heures pour le béton M75FS. Pour chaque échantillon, les résistances électriques ont été mesurées à 3 reprises, en ré-imbibant l’échantillon entre chacune d’elles. Ces mesures ont été réalisées à l’aide d’un pont RLC (modèle MEGGER B 131 présenté en figure 2) fonctionnant avec une tension de 0,9 Volts et une fréquence de 120 Hz.

Uéch

Cl-

I

Echantillon de matériau à tester


Figure 2. Dispositif de mesure de résistivité électrique.

5 RESULTATS EXPERIMENTAUX La figure 3 donne un exemple des résultats colorimétriques obtenus après essais de migration en régime non-stationnaire.

BO 20/15 BO20/30

M25

Figure 3. Photographies des sections fendues après essais de migration et pulvérisation de AgNO3. Des effets de bords plus ou moins prononcés induisent la présence de chlorures en face amont, hors zone de contact, et une profondeur de pénétration variable dans la limite de cette zone de contact. Les profondeurs de pénétration sont donc mesurées dans une zone suffisamment homogène, c’est à dire sur un diamètre d’environ 60 à 70 mm. Ces mesures ont été effectuées sur les photos numériques des sections fendues, afin d’obtenir la profondeur moyenne de pénétration des ions chlorure Xd. Le front de pénétration a été tracé à l’ordinateur, en traversant de part en part les granulats lorsque ceux-ci interceptent la limite colorimétrique (voir par exemple l’échantillon BO20/30 en figure 3). Les zones avec et sans chlorures ont été teintées en noir et blanc. Le calcul de Xd est effectué à partir du nombre de pixels correspondant à la zone imprégnée de chlorures SCl, du nombre total de pixels de l’image Sech, et à partir de l’épaisseur de l’échantillon Lech selon Xd = SCl / Sech . Lech .


Les coefficients de diffusion apparents des ions chlorure calculés selon la formule donnée dans le mode opératoire présenté dans [8] (à partir de la durée d’essai, de la ddp moyenne enregistrée en cours d’essai, et de Xd), sont présentés en figure 4. Pour les 4 essais réalisés sur le béton BO, le coefficient de diffusion varie de 8,7 à 11.10-12 m2.s-1, soit dans une gamme de ± 15% par rapport à la valeur moyenne, conformément à la précision de la mesure indiquée dans [1] et [8]. On peut donc en déduire que dans les gammes de valeurs choisies, la tension et la durée d’essai n’ont pas d’influence significative sur le résultat final. On notera également que pour le béton M75FS, les valeurs varient dans une gamme inférieure à ± 15 % de la valeur moyenne. Le résultat des mesures de résistivité électrique est également présenté en figure 4. L’écart maximum entre la valeur obtenue pour un échantillon et la moyenne des valeurs obtenues sur les 3 (ou 2 pour le béton M25) échantillons est inférieure à 7 %.

0

10

20

30

40

50

M25 M50 BO M75FS

Coefficient de diffusion (10-12m2.s-1)

0

100

200

300

400

500

600

M25 M50 BO M75FS

Résistivité (Ω.m)

Figure 4. Coefficients de diffusion apparents des ions chlorure mesurés par essai de migration en régime non-stationnaire Dapp(mig ns) et résistivités électriques ρ.

6. ANALYSE DES RESULTATS

6.1 Comparaison des bétons et classes de durabilité potentielle Les coefficients de diffusion apparents varient de 45.10-12 m2.s-1 pour le béton M25 à 1,6.10-12 m2.s-1 pour le béton M75FS, illustrant ainsi l’effet bénéfique d’un faible E/C associé à l’incorporation de fumées de silice. Les résultats obtenus pour le béton BO (Dapp(mig ns) = 10,0.10-12 m2.s-1) montrent que relativement à la diffusion des chlorures, celui-ci est de meilleure qualité que le béton M50 (Dapp(mig ns) = 16,5.10-12 m2.s-1). Ceci montre que des paramètres tels que le E/C ou la résistance mécanique (voisins pour les deux bétons), ne sont pas suffisants pour évaluer les caractéristiques d’un béton du point de vue de la durabilité potentielle. En terme de résistivité électrique, les résultats montrent également les caractéristiques significativement supérieures du M75FS (480 Ω.m), en comparaison des autres bétons. Les résistivités des bétons M25 et M50 sont similaires (65 Ω.m) et inférieures à celles du béton BO (141 Ω.m). Le tableau 3 (extrait de [1]) illustre les différentes classes de durabilité potentielle établies relativement à la résistivité électrique et au coefficient de diffusion apparent des ions chlorure, ainsi que les valeurs limites associées à ces classes. Ce tableau


permet une analyse comparative entre formules de bétons à partir du coefficient de diffusion et de la résistivité présentée dans le tableau 4. Tableau 3. Classes et valeurs limites (indicatives) relatives au coefficient de diffusion apparent des chlorures déterminé par essai de migration en régime non-stationnaire Dapp(mig) et à la résistivité électrique ρ (extrait de [1]). Classes et valeurs limites Durabilité potentielle → Très faible Faible Moyenne Elevée Très

élevée Coefficient de diffusion apparent des chlorures (mesuré par essai de migration) (10-12 m2.s-1) Dapp(mig)

> 50 10 à 50 5 à 10

1 à 5

< 1

Résistivité électrique (Ω.m) ρ < 50 50 à 100 100 à 250 250 à 1000

> 1000

Tableau 4. Classes de durabilité potentielle établies à partir du coefficient de diffusion apparent des chlorures déterminé par essai de migration en régime non-stationnaire Dapp(mig) et à la résistivité électrique ρ. Coefficient de diffusion apparent

des chlorures (mesuré par essai de migration) (10-12 m2.s-1) Dapp(mig)

Résistivité électrique (Ω.m) ρ

M25 Très faible/faible Faible M50 Faible Faible BO Faible/Moyenne Moyenne M75FS Elevée Elevée

Les bétons M50, BO et M75FS sont classés dans le même ordre pour les deux essais. Pour les bétons M50 et M75FS, la même classe de durabilité potentielle est obtenue à partir du coefficient de diffusion et de la résistivité électrique. Le béton BO se situe à la limite des classes de durabilité faible/moyenne pour le coefficient de diffusion et dans la classe moyenne pour la résistivité électrique, mais en restant proche de la limite faible/moyenne. La différence la plus significative, quoique restant très réduite, entre les deux méthodes de classement concerne le béton M25 puisque celui-ci se situe à la limite des classes de durabilité très faible/faible en terme de coefficient de diffusion et qu’il est dans la classe faible en terme de résistivité électrique. Le coefficient de diffusion permet donc de distinguer (en terme de classe) les bétons M25 et M50, fabriqués avec le même ciment et des E/C très différents, mais pas la résistivité électrique. Ce résultat est discuté au § 6.2.

6.2 Calcul indirect du coefficient de diffusion effectif à partir de la résistivité Sur la base d’une collection de données, Andrade [12] a proposé une formule empirique permettant de calculer le coefficient de diffusion effectif des ions chlorure Deff (en 10-12 m2.s-1) à partir de la résistivité électrique ρ d’un béton (exprimée en Ω.m). Cette formule figure et a été appliquée dans la référence [1] :

Deff = 2.102 / ρ (1) Les résultats obtenus à l’aide de la formule (1) sont comparés en figure 5 aux mesures directes réalisées au LREP par essai de migration en régime stationnaire [13] [14].


0

1

2

3

4

5

6

7

M25 M50 BO M75FS

Deff(mig. Stat.)

Deff(résist)

Figure 5. Comparaison des coefficients de diffusion effectifs calculés à partir de la résistivité Deff(résist) et mesurés par un essai de diffusion en régime stationnaire Deff(mig stat) (en 10-12 m2.s-1) La figure 5 montre que les résultats varient du simple au double selon la méthode employée et la concordance des résultats n’est correcte que pour le béton BO. Notons aussi que si la résistivité donne par calcul des coefficients de diffusion effectifs identiques pour les bétons M25 et M50 (Deff(resist) = 3,5.10-12 m2.s-1), les mesures directes donnent des résultats très différents (6,7.10-12 m2.s-1 pour le béton M25 et 1,7.10-12 m2.s-1pour le béton M50). D’un point de vue théorique, la résistivité dépend des propriétés de diffusion du béton (issues de la porosité et de la tortuosité de l’espace poreux), mais elle est aussi proportionnelle à la résistivité de la solution interstitielle [15]. Or, comme le montrent les résultats numériques présentés par Thiery [15], la concentration en alcalins K+ et Na+ dans la solution interstitielle du béton M50 est environ 2 fois supérieure à celle du béton M25, du fait d’une quantité de ciment supérieure, et d’un volume poreux moins important. La concentration de ces ions influence la résistivité de la solution interstitielle. La résistivité de la solution interstitielle du béton M25 est donc supérieure à celle du béton M50. Les résistivités électriques similaires obtenues sur les bétons M25 et M50 pourraient donc s’expliquer par le fait que si le béton M25 a des propriétés de diffusion moins bonnes que le M50, ces propriétés sont « compensées » par la résistivité plus importante de la solution interstitielle du béton M25.

7. CONCLUSION Cette étude a tout d’abord permis de présenter des exemples de dispositifs expérimentaux permettant de mesurer le coefficient de diffusion des ions chlorure en régime non-stationnaire et la résistivité électrique. Les résultats obtenus par essai de migration en régime non-stationnaire (et à un degré moindre par mesure de la résistivité électrique) ont permis d’illustrer l’effet bénéfique d’un faible E/C associé à l’incorporation de fumées de silice sur la durabilité potentielle. La durabilité potentielle de chaque béton, évaluée à partir des résultats fournis par les deux méthodes d’essai, montre que l’essai de migration en régime non-stationnaire semble plus discriminant que la résistivité électrique. Par ailleurs, un calcul simple permet d’évaluer un coefficient de diffusion effectif des ions chlorure à partir de la résistivité électrique. Toutefois, au vu des résultats obtenus, des recherches complémentaires sur la résistivité électrique, notamment sur l’influence de la résistivité de la solution interstitielle (voire de la solution de saturation choisie), semblent nécessaires, afin de mieux exploiter ce type de calcul.


8. REFERENCES [1] Baroghel-Bouny V. et al., Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages -

Maîtrise de la durabilité vis-à-vis de la corrosion des armatures et de l'alcali-réaction - Etat de l'art et guide pour la mise en œuvre d'une approche performantielle et prédictive sur la base d'indicateurs de durabilité, Documents Scientifiques et Techniques de l'Association Française de Génie Civil (AFGC, juillet 2004), 252 p.

[2] Baroghel-Bouny V., Belin P., Castellote M., Rafaï N., Rougeau P., Yssorche-Cubaynes M.P. Which toolkit for durability evaluation as regards chloride ingress into concrete? Part I: Comparison between various methods for assessing the chloride diffusion coefficient of concrete in saturated conditions, Proc. of the 3rd RILEM Workshop "Testing and modelling chloride ingress into concrete", sept. 9-10 2002, Madrid, Spain (Ed. by C. Andrade & J. Kropp, RILEM Publ., Bagneux, 2004), PRO 38, pp 105-136.

[3] Détermination de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l’eau ‘Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité’, Journées Techniques AFPC-AFREM "Durabilité des Bétons", dec. 11-12, 1997, Toulouse, France (LMDC, Toulouse, 1998), pp 121-124.

[4] NT Build 443: Nordtest method, Concrete, hardened: Accelerated chloride penetration, Espoo, Finland, 1995.

[5] Tang, L., Electrically accelerated methods for determining chloride diffusivity in concrete - current development, Magazine of concrete research 48(176) (1996) pp 173-179.

[6] Andrade C., Sanjuan M.A., Experimental procedure for the calculation of chloride diffusion coefficients in concrete from migration tests, Advances in cement research 6(23) (1994) 127-134.

[7] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawsewitch J., Godin J., Henry D., Platret G., Villain G., Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesure et d'essais de laboratoire - Méthodes d'essai n° 58, Techniques et Méthodes des LPC, LCPC, février 2002, 88 p.

[8] Détermination du coefficient de diffusion apparent des chlorures dans les bétons durcis - Méthode d’essai de migration sous champ électrique externe en régime non stationnaire, dans ce document, Partie 3.

[9] Détermination de la résistivité électrique d’un béton durci saturé, dans ce document, Partie 3.

[10] Andrade C., Alonso C., Artegeaga A., Tanner P., Methodology based on the electrical resistivity for the calculation of reinforcement service life, L'industria italiana del cemento 764 (2001) 330-339.

[11] APM 219, Test method: Concrete testing, hardened concrete: electrical resistivity, 1st edition, may 1996.

[12] Andrade, C., Alonso, C., Arteaga, A. & Tanner, P., Methodology based on the electrical resistivity for the calculation of reinforcement service life. Supplementary papers of the proceedings of the Fifth International CANMET/ACI Conference on Durability of concrete. Barcelona, Spain, 4-9 June 2000, pp 899-915.

[13] Croquette G., Leroyer P., Mode opératoire de l’essai de migration sous champ électrique. Thème OA9, sujet n°3 : application à la diffusion des chlorures, Rapport LREP, Mai 1999, 19 p.

[14] Pavoine A., Moscardelli S., Rapport des essais réalisés par le LREP. Opération 11B021 : Durabilité du béton armé et de ses constituants, sujet 1.1, Essais de migration des chlorures, Rapport LREP, Avril 2003, 45 p.

[15] Garboczi E.J., Permeability, diffusivity, and microstructural parameters: A critical review , Cement and Concrete Research 20(4) (1990) 591-601.

[16] Thiery M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires : prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydrique, Etudes et Recherches des Laboratoires des Ponts et Chaussées, OA 52, LCPC, Paris, 2006.


TECHNIQUES RMN APPLIQUEES A L’ANALYSE DE LA PENETRATION DES CHLORURES DANS LE BETON

F. Barberon(1,2), V. Baroghel-Bouny(1), H. Zanni(2) (1) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris (2) Laboratoire de Physique Thermique, ESPCI, Paris Résumé Les ouvrages situés dans des zones climatiques agressives subissent des agressions permanentes ou périodiques. Parmi elles, la dégradation par le chlore peut engendrer, si l’ion chlorure atteint les armatures métalliques, la dépassivation puis la corrosion de ces dernières et un gonflement du matériau pouvant, à long terme, endommager le béton. De nombreuses études sont menées afin de comprendre les mécanismes de transport et d’interactions du chlore dans la matrice poreuse : la connaissance de sa mobilité dans la solution interstitielle ou de sa fixation sur le matériau est donc d’un intérêt majeur. Ce travail explore la microstructure à l'aide d'une technique peu utilisée dans le génie civil : la Résonance Magnétique Nucléaire (RMN). Cette technique sonde l'environnement local d'un atome et permet de déterminer précisément la structure chimique du matériau. De plus, l'aspect non destructif et non invasif de cette technique en fait un outil de choix pour étudier les cinétiques de pénétration des ions dans la matrice cimentaire.

Mots-clés Chlorures - Résonance Magnétique Nucléaire - Transferts - Microstructure

1. INTRODUCTION Les techniques usuelles telles que diffusion des rayons X (DRX), analyse thermique (ATG/ATD) ou microscopie électronique à balayage (MEB) ne permettent pas d’atteindre une échelle suffisante pour comprendre intégralement la structure des matériaux cimentaires. Avec la Résonance Magnétique Nucléaire (RMN), l’observation de l’environnement chimique des atomes à l’échelle nanoscopique conduit à la compréhension de la structure des différents hydrates cimentaires. De plus, son caractère non destructif en fait un outil de choix dans la plupart des études liées à la cinétique d’hydratation ou de dégradation. En effet, dans la plupart des cas, la quantification des chlorures dans un matériau cimentaire nécessite quasi systématiquement une destruction de l’échantillon. Après un bref aperçu des principes de la RMN, une étude originale de diffusion in-situ dans un spectromètre RMN permettra de montrer la puissance de cet outil dans le cadre de la pénétration des ions chlorures dans le matériau. La microstructure des bétons contaminés par le chlore sera ensuite détaillée.


2. PRINCIPES DE LA RMN Les noyaux atomiques, de même que les particules élémentaires qui les constituent, possèdent un moment de spin propre S. Lorsque S≠0, il résulte la coexistence d’un moment magnétique µ colinéaire à S et dans la même direction. L’orientation des spins nucléaires est aléatoire sauf en présence d’un champ magnétique externe B0. Les spins tendent alors à s’aligner parallèlement ou anti-parallèlement à B0 suivant une statistique de Boltzmann avec un mouvement de précession, connu sous le nom de précession de Larmor, à une fréquence

0Bπγ

2=0ω

où γ est une constante intrinsèque du noyau atomique appelée rapport gyromagnétique. Il résulte de cette répartition des spins une aimantation macroscopique M0 mesurable. La colinéarité de B0 et de M0 ne permet pas une mesure directe de cette dernière. L’application d’un champ radiofréquence B1 perpendiculaire à B0, permet de générer une composante transversale. La mesure RMN est le retour à l’équilibre thermodynamique de l’aimantation appelé signal de précession libre (ou FID, Free Induction Decay). La transformée de Fourier de ce signal temporel pseudopériodique amorti constitue le spectre en fréquence (figure 1).

Figure 1. Spectre RMN issu de la transformée de Fourier du signal de précession libre. La RMN sonde l’environnement chimique de l’atome. Les électrons entourant le noyau atomique sont sensibles au champ magnétique B0 conduisant à un champ local qui fait écran à B0. Le champ effectif vu par le noyau est alors 0eff BB ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −= σ1

où σ est le tenseur d’écran dont la trace est à l’origine du décalage de la raie de résonance par rapport à la fréquence de Larmor ω0. Afin de comparer les spectres obtenus à différents champs magnétiques, la fréquence ω est remplacée par une grandeur appelée déplacement chimique δ exprimée par

0

0

ωωω

δ−

=

L’utilisation de tables de déplacements chimiques permet d’attribuer les différents pics du spectre en fonction de l’environnement chimique du noyau observé et ainsi de caractériser la structure du matériau [1].


2. DIFFUSION DU CHLORE DANS UNE MATRICE CIMENTAIRE [2] L’obtention d’un profil de pénétration par diffusion des ions chlorures s’effectue généralement après destruction de l’échantillon. L’éprouvette est plongée par sa base dans une solution saline contenant les ions chlorures qui pénètrent dans la matrice poreuse par diffusion. Les temps de contact sont souvent de plusieurs jours. L’éprouvette est ensuite sciée par tranches de quelques millimètres et une titration chimique des ions Cl- de chaque tranche est effectuée. Ceci permet l’obtention d’un profil des ions chlorures totaux ou « libres » (solubles dans l’eau). La durée de ces expériences ne permet pas d’étudier la cinétique de pénétration ni la réactivité du chlore vis-à-vis de certains des composants du ciment hydraté [3-4]. On se propose ici de reproduire les tests de diffusion à l’échelle du spectromètre RMN. La puissance de la RMN du chlore nous permet de détecter ce dernier in situ dans le porte-échantillon au cours de la pénétration de la solution dans le matériau sans intervenir de quelque façon que ce soit. Compte tenu du faible volume accessible, la taille de l’échantillon est considérablement réduite par rapport au test original. La cellule est reproduite en figure 2. L’échantillon (8 mm de longueur pour 6,5 mm de diamètre) est plongé dans environ 0,4 ml de solution saline. Le porte échantillon est introduit dans le spectromètre (2,35 T) et une mesure de la quantité de chlore dans la solution est réalisée au cours du temps. Le matériau est laissé en contact avec la solution pendant une durée de quatre jours environ et un spectre est obtenu à intervalle de temps régulier.

Figure 2. Schéma de la cellule de mesure dans la configuration du spectromètre. Le champ magnétique B0 est perpendiculaire à l’axe de l’échantillon cylindrique. Plusieurs matériaux ont été testés : des matériaux modèles (pâtes de C3S et de C3A, C-S-H de synthèse) mais aussi des pâtes de ciment (CEM I 52,5 HTS). Toutes les pâtes ont été gâchées avec un rapport E/C=0,35. La plupart des échantillons ont été mis en contact avec deux types de solution :

- une solution non alcaline de NaCl 30 g/l à pH 7 environ ; - une solution alcaline de NaCl 30 g/l additionnée de NaOH 4 g/l pour obtenir un

pH de l'ordre de 13 proche de celui de la solution interstitielle.


Les résultats obtenus sont représentés sur la figure 3.

Figure 3. Evolution des quantités de chlore détecté dans la phase liquide d'un échantillon contenant un cylindre de matériau et une solution saline. Quatre matériaux ont été testés : une pâte de ciment CEM I 52,5 HTS, une pâte de C3A, une pâte de C3S et un C-S-H de synthèse. Deux types de solution ont été utilisés : une solution NaCl 30 g/l à pH neutre et une solution NaCl 30 g/l - NaOH 4 g/l à pH 13.

2.1 Les matériaux modèles Le C-S-H, d’un rapport Ca/Si=0,83, a été mis en contact avec une solution alcaline. La cinétique de la figure 3 (courbe verte) ne montre aucune affinité entre le chlore et le C-S-H. La diminution de la quantité de chlore en début d’expérience s’explique par le fait que le matériau est totalement sec avant la mise en contact. Il y a alors un équilibre des ions entre la solution de contact et la solution interstitielle. Une nette différence apparaît pour la cinétique de pénétration des chlorures dans la pâte de C3A (courbes bleues de la figure 3). Après plus de 3 jours de contact, il ne reste que 60% de chlore dans la solution de contact alcaline et 20% dans la solution non alcaline. Ceci traduit la très forte affinité chimique entre l’aluminate tricalcique et le chlore à l’origine du sel de Friedel [5] :

CaCl2 + C3A + 10H2O → C3A.CaCl2.10H2O La non alcalinité de la solution de contact entraîne une lixiviation du matériau conduisant à une formation importante de chlorure de calcium qui réagit avec le C3A non hydraté (avec le rapport E/C choisi, une part non négligeable de C3A reste non hydraté). De ce fait, seulement 20% de chlore reste dans la solution de contact après l’expérience. Enfin, la cinétique de pénétration des chlorures dans la pâte de C3S montre la même tendance que pour le C3A (courbes noires de la figure 3). En fin de contact, il reste 85% de chlore dans la solution alcaline et 70% dans la solution non alcaline. Ces valeurs montrent une affinité beaucoup plus faible du C3S vis-à-vis du chlore. La diminution de ce dernier dans la solution de contact correspond ici d’une part à un équilibre de la solution interstitielle avec la solution de contact et d’autre part à


l’incorporation (piégeage) du chlore dans la matrice poreuse formée par l’hydratation du C3S anhydre résiduel.

2.2 Pâte de ciment Le dernier matériau testé est une pâte de ciment CEM I 52,5 HTS à faible teneur en C3A (~ 4%). La cinétique de pénétration des ions chlorures (courbes rouges de la figure 3) est très proche de celle du C3S avec des valeurs légèrement plus faibles à l’équilibre. Ceci est attribué au fait que le ciment contenant à la fois du C3S et du C3A, ces deux composantes vont réagir indépendamment l’une de l’autre : l’incorporation du chlore dans la matrice poreuse issue de l’hydratation du C3S résiduel et la réaction chimique entre le C3A et le chlore. Cette expérience reproduit les tests de diffusion habituellement utilisés en laboratoire. De façon non destructive, elle permet de mesurer en continu la cinétique de pénétration des chlorures dans un matériau cimentaire par l’intermédiaire de la quantité de chlore dans la solution de contact. Ceci nous a permis de montrer clairement les différentes affinités entre les constituants d’un béton hydraté ou non et le chlore. Le C3A a une affinité chimique avec le chlore alors que le C3S l’incorpore dans la matrice poreuse lors de son hydratation ; le C-S-H quant à lui ne semble avoir aucune affinité avec les ions chlorures. Enfin, il a clairement été démontré que la lixiviation du matériau (solution de contact à faible pH) conduit à une dégradation plus rapide du matériau et donc une consommation plus importante du chlore.

3. MICROSTRUCTURE DE BETONS CONTAMINES La cinétique de pénétration des chlorures dans une matrice cimentaire prend tout son intérêt lorsqu’elle est couplée à une étude microstructurale du matériau. Les techniques usuelles telles que DRX ou MEB permettent d’atteindre des informations essentielles mais ne sont pas sensibles à toutes les phases présentes dans le matériau. La RMN n’étant sensible qu’au noyau atomique observé, elle permet l’exploration de toutes les phases même mal cristallisées. La présence d’interactions dipolaires induit souvent un élargissement du spectre ; pour s’en affranchir, une technique de rotation à l’angle magique (MAS, Magic Angle Spinning) a été utilisée [6]. Les noyaux usuellement observés en RMN pour les matériaux cimentaires sont le silicium 29Si et l’aluminium 27Al. Prenons l’exemple de la pâte de ciment CEM I 52,5 HTS précédemment étudiée gâchée avec 3% de NaCl. La figure 4 représente les spectres obtenus après un mois d’hydratation. Le spectre silicium montre la décomposition en terme de connectivité des tétraèdres de SiO4

4-. Il se décompose en Q0, tétraèdres non connectés, correspondant au ciment anhydre résiduel, Q1 et Q2, tétraèdres respectivement de bout et de milieu de chaînes correspondant aux hydrates et pour certains matériaux en Q4 correspondant au quartz des granulats. La puissance de la RMN permet d’accéder à l’orientation des tétraèdres vis-à-vis des autres entités : les Q2 sont dirigés vers les plans calcium et les Q2p (p pour pontant) sont dirigés vers les plans silicium. La RMN du silicium étant quantitative, l’intégrale des pics correspond à la proportion des différentes entités. On peut ainsi accéder à des grandeurs telles que la longueur statistique moyenne de chaîne l et la quantité d’hydrates Chydr. obtenues par :


1

2p2

QQQ +

=l et 2p210

2p21

QQQQQQQ+++

++=hydr.C

La décomposition du spectre de la pâte de ciment conduit à de courtes chaînes (l = 0,55) et une hydratation incomplète (Chydr. = 67%). Le spectre aluminium se décompose en deux parties :

- entre 60 et 100 ppm, l’aluminium en site tétraédrique correspondant à l’aluminium substitué au silicium dans le ciment anhydre et les C-S-H ;

- entre -10 et 30 ppm, l’aluminium en site octaédrique correspondant aux hydrates alumineux : l’ettringite (AFt), le monosulfoaluminate et autres composés alumineux (AFm), et le TAH [7].

D’autre part, le spectre fait apparaître une composante supplémentaire par rapport au spectre d’une pâte de ciment non contaminée. Cette composante correspond au sel de Friedel.

Figure 4. Spectres MAS 29Si (gauche) et 27Al (droite) d’une pâte de ciment CEM I 52,5 HTS. Le spectre silicium (11,7 T) montre la décomposition en terme de Qn (n représente le nombre de connections entre tétraèdres de SiO4

4-). Le spectre aluminium (19,6 T) fait apparaître l’environnement chimique de l’aluminium : tétraédrique (IV) pour l’aluminium substitué au silicium dans l’anhydre ou les hydrates et octaédrique (VI) pour les hydrates. Ces résultats permettent de mettre en évidence le degré d’hydratation d’une pâte de ciment et la présence de sel de Friedel lorsque le matériau est gâché en présence de chlore [8]. Qu’en est-il d’un béton ordinaire contaminé par le chlore lors d’un test de diffusion ? Un an après le contact, les spectres silicium et aluminium ont été réalisés (figure 5). En comparant les spectres du matériau sain et contaminé, aucun nouvel hydrate n’apparaît sur le spectre silicium du matériau contaminé ; les longueurs statistiques moyennes de chaînes restent les mêmes alors que la quantité d’hydrates augmente d’environ 8% pour le matériau contaminé et la quantité de ciment anhydre résiduel diminue de 10%. Le spectre aluminium quant à lui confirme l’hydratation du ciment anhydre – la quantité d’aluminium tétraédrique dans le ciment anhydre diminue au profit de celui dans les C-S-H et la quantité d’hydrates augmente – et fait apparaître le sel de Friedel.


Figure 5. Spectres à 11.7 T 29Si (gauche) et 27Al (droite) des bétons ordinaires sain (rouge) et contaminé (bleu). Les spectres silicium ne font apparaître qu’une réhydratation du ciment anhydre résiduel alors que les spectres aluminium montrent en plus la présence de sel de Friedel pour la matériau contaminé [8]. Pour compléter ces informations, la RMN du chlore a été tentée sur ces échantillons. Contrairement au silicium et à l’aluminium, le chlore est difficilement observable en phase solide. Pour mener à bien ces mesures, l’utilisation d’un champ magnétique de 19.6 T (NFMHL, Tallahassee, Floride, USA) a été nécessaire. La figure 6 montre les spectres de la pâte de ciment CEM I 52,5 HTS (courbe verte) et du béton ordinaire contaminé (courbe bleue). La spectre de la pâte de ciment présente deux composantes : l’une centrée sur 0 ppm correspondant au chlore ionique dans la solution interstitielle et une composante vers 50 ppm correspondant à une autre contribution du chlore solide ou fortement lié à la matrice. Le spectre du béton quant à lui ne montre plus qu’une composante large entre 0 et 50 ppm puisque le matériau ayant séché, il ne reste plus d’eau capillaire et la composante du chlore ionique à donc disparue. La composante restante est donc à attribuer à du chlore fixé sur la matrice ou au sel de Friedel. Le manque de référence en RMN du chlore ne permet pas l’attribution précise des pics.

9. CONCLUSION La puissance de la RMN réside dans l’observation unique d’un noyau atomique et donc d’atteindre son environnement chimique. Son caractère non destructif a permis de mesurer en continu la cinétique de pénétration du chlore dans un matériau cimentaire. Il a ainsi été montré la très forte affinité chimique du chlore pour le C3A alors qu’avec le C3S le chlore ne semble que s’incorporer dans la matrice poreuse issue de l’hydratation de l’anhydre résiduel. Le C-S-H quant à lui n’a aucune affinité pour le chlore. Pour compléter ces informations, des spectres silicium 29Si, aluminium 27Al et chlore 35Cl ont été réalisés sur une pâte de ciment gâchée avec du NaCl et des bétons ordinaires contaminés par diffusion. Ceci a permis de montrer la présence de sel de Friedel dès le début de l’hydratation de la pâte de ciment. D’autre part, la contamination du béton par le chlore se traduit par la présence de sel de


Friedel mais aussi par une réhydratation du ciment anhydre résiduel présent dans le matériau.

Figure 6. Spectre 35Cl à 19.6 T de la pâte de ciment CEM I 52,5 HTS (vert) et d’un béton ordinaire contaminé (bleu). Le spectre de la pâte de ciment fait apparaître une composante due au chlore ionique et une autre au chlore fixé sur la matrice alors que le spectre du béton contaminé ne fait apparaître qu’une composante liée au chlore solide (chlore fixé sur la matrice ou sel de Friedel) [8].

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[4] Baroghel-Bouny V., Which toolkit for durability evaluation as regards chloride ingress into concrete? Part II: Development of a performance approach based on durability indicators and monitoring parameters, 3rd International RILEM Workshop "Testing and modelling chloride ingress into concrete, 9-10 septembre 2002, (Ed C. Andrade and J. Kropp) (2004), pp 137-163.

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[8] Barberon F, Baroghel-Bouny V., Zanni H., Bresson B., d’Espinose de la Caillerie J.-B., Malosse L., Gan Z., Interactions between chloride and cement-paste materials. Resonance Magnetic Imaging 23(2) (2005) 267-272.


APPLICATION DU TRAITEMENT ELECTROCHIMIQUE DE DECHLORURATION SUR DIFFERENTES EPROUVETTES EN BETON ARME

V. Bouteiller

Division Fonctionnement et Durabilité des Ouvrages d’Art, LCPC, Paris Résumé Un traitement électrochimique de déchloruration a été appliqué sur différentes éprouvettes cylindriques de béton armé. La composition du béton varie selon le ciment utilisé (CEM I ou CEM III/B) et du rapport eau/ciment (0.45 ou 0.65). Les éprouvettes sont chlorurées soit lors du gâchage soit lors de cycles d’immersion/séchage. Les résultats montrent que la plus forte extraction de chlorures (50%) est obtenue au niveau de l’acier (enrobage de 2 à 3 cm). Le profil en chlorures illustre une accumulation dans la zone intermédiaire (enrobage de 1 à 2 cm). La nature du ciment ne semble pas influencer l’efficacité du traitement. Pour une plus grande porosité, l’efficacité de l’extraction est accrue. Il semble que l’extraction de chlorures soit plus importante lorsque les chlorures proviennent des cycles d’immersion/séchage. Les caractérisations électrochimiques avant le traitement de déchloruration montrent des potentiels libres et des résistances de polarisation bien différents suivant le mode de pénétration des chlorures. Tout de suite après le traitement, les aciers sont polarisés. Deux mois après le traitement, les potentiels libres sont remontés vers des valeurs plus positives et les courants de corrosion sont sensiblement égaux à ceux mesurés initialement. Mots-clés Béton armé - Extraction de chlorures - Electrochimie

1. INTRODUCTION La corrosion des aciers est la première cause de dégradation des structures en béton armé [1-2]. La corrosion peut survenir a) en présence d’ions chlorures, b) lors de la carbonatation du béton. Les ions chlorures peuvent provenir soit d’ambiances marines soit de sels de déverglaçage. Le traitement électrochimique de déchloruration est une technique de réhabilitation du béton armé qui permet d’extraire les chlorures du béton d’enrobage et de ramener les aciers à des conditions de passivation [3-9]. Cette technique, comparée à une réparation traditionnelle (souvent par patch), permet de traiter l’ensemble de la structure. Bien que l’application de la technique de déchloruration par courant imposé soit explicite, l’efficacité de l’extraction des chlorures et le comportement du béton armé après traitement soulèvent encore des questions.


Dans cet article, nous tenterons de mieux comprendre les paramètres, tels que, nature du ciment, rapport eau/ciment, mode de pénétration des chlorures, qui peuvent influencer l’efficacité d’extraction des chlorures. Les résultats expérimentaux consistent en des dosages de chlorures (libres et totaux) et en des caractérisations électrochimiques (potentiel libre, résistance de polarisation et calcul de courant de corrosion).

2. PARTIE EXPERIMENTALE

2.1 Eprouvettes Les éprouvettes (cf. figure 1) sont constituées de cylindres (diamètre 7 cm et hauteur 11 cm) en microbéton avec un acier central de diamètre 1 cm. L’acier a été poli (grade 1200) et la surface d’étude est délimitée par de la cataphorèse et une résine à froid.

Acier Fe24Surface 10 cm²

MicroBéton

10 mm

70 mm

30 mm30 mm

32 mm

95 mm

Figure 1. Eprouvettes cylindriques en microbéton armé.

Huit formulations de microbéton (cf. tableau 1) ont été considérées selon :

- la nature du ciment (ciment 1 = CEM I = 100% clinker ou ciment 2 = CEM III/B = 70% de laitiers et 30% de clinker) ; - le rapport eau/ciment (0.45 ou 0.65) ; - le mode de pénétration des chlorures (lors du gâchage (NaCl 5% par rapport au poids de ciment) ou lors de cycles d’immersion/séchage (5 jours dans de l’eau salée à 35g/l de NaCl et séchage 2 jours dans le laboratoire 20°C).

Les éprouvettes ont été démoulées après 24h et la période de cure a été prise égale à 3 mois pour prendre en compte l’hydratation lente du ciment 2. Tableau 1. Compositions et caractérisations des éprouvettes cylindriques en béton armé.

Cycles immersion/séchage (NaCl 35g/l) Gâchage (NaCl 5% poids au ciment) GI GJ GK GL GM GN GO GP

ciment 1 1 2 2 1 1 2 2 e/c 0,45 0,65 0,45 0,65 0,45 0,65 0,45 0,65 ciment (kg/m3) 573 396 573 396 573 396 573 396 porosité à l'eau (%) 18,5 21,0 20,6 23,5 Rc (MPa) 54.7 33.5 55.7 25.4


2.2 Traitement électrochimique de déchloruration Pour chaque formulation, nous avons considéré 15 éprouvettes. Douze d’entre elles, entourées d’une anode en titane platiné sont placées individuellement dans des pots en plastique remplis d’électrolyte et sont reliées électriquement en série. Trois autres éprouvettes (non connectées) servent de témoins : T1 est le témoin conservé à l’air, T2 et T3 sont les témoins conservés dans l’électrolyte, respectivement après 4 et 8 semaines, qui permettront de doser les chlorures qui se lixivent dans la solution. L’électrolyte choisi est le sodium tetraborate car il permet de tamponner le pH et de piéger les chlorures. Le courant imposé est égal à 1 A/cm² d’acier. Toutes les 2 semaines, 3 éprouvettes sont prélevées : une pour le dosage des chlorures (essai destructif) et les deux autres pour la caractérisation électrochimique (essais non destructif).

2.3 Mesures 2.3.1 Dosage de chlorures Le profil de la teneur en chlorures (total et libre) est déterminé avant et après traitement en utilisant la méthode potentiométrique [10-11] et à l’aide du titrateur radiometer titralab TIM850. Les carottages et sciages sont menés « à sec » afin de ne pas lixivier de chlorures (voir figure 2 pour les détails de l’échantillonnage). L’enrobage de trois centimètres est découpé axialement en trois zones, au niveau de l’acier –a (enrobage 2-3 cm), en zone intermédiaire –b (enrobage 1-2 cm) et en parement –c (enrobage 0-1 cm). Figure 2. Carottage et sciage des éprouvettes cylindriques en vue de déterminer les profils en chlorures.

2.3.2 Caractérisations électrochimiques Les caractérisations électrochimiques sont mesurées avant et après traitement et également 2 mois après traitement (lorsque les aciers ne sont plus polarisés). Elles consistent en une mesure de potentiel libre, Ecorr, et d’une résistance de polarisation, Rp, (± 10 mV autour du potentiel libre, vitesse de balayage 2.5 mV/min). La valeur du courant est calculé selon la formule Icorr = 26mV/Rp. Les mesures ont été enregistrées à l’aide d’un potentiostat PARSTAT 2263 avec un système à 3 électrodes 1) l’électrode de travail est constituée par l’acier, 2) l’électrode de référence utilisée est une électrode au calomel saturée (KCl) et 3) la contre-électrode est une grille de titane platiné. Les résultats de Rp et de Icorr sont donnés pour une surface de 10 cm².

C

b a

a b c


3. RESULTATS ET DISCUSSION

3.1 Extraction de chlorures 3.1.1 Eprouvettes chlorurées par des cycles d’immersion/séchage L’objectif de la chloruration des éprouvettes cylindriques par des cycles d’immersion/séchage dans l’eau salée est d’obtenir au niveau de l’acier (-a, enrobage 3 cm) une concentration en chlorures libres au moins égale à 0.5 % par rapport au poids de ciment, concentration critique qui est censée initier une corrosion [12]. Cette condition est préalable à l’application du traitement de déchloruration. Pour satisfaire cette condition, 10 éprouvettes cylindriques de chaque formulation ont été suivies afin d’estimer le temps nécessaire à la pénétration des ions chlorures. Pour les éprouvettes confectionnées à partir du ciment 1, 12 à 14 semaines sont nécessaires pour la formulation GJ (e/c=0.65) alors que 56 à 63 semaines sont nécessaires pour la formulation moins poreuse GI (e/c=0.45). Pour les éprouvettes confectionnées à partir du ciment 2, les chlorures n’ont toujours pas atteint l’acier après 70 semaines. Dans cet article, seuls les résultats de la déchloruration des éprouvettes GJ sont mentionnés. La figure 3 montre l’évolution des profils en chlorures (total et libre) avant traitement et après 2, 4, 6 et 8 semaines de traitement pour la formulation GJ. L’efficacité de l’extraction augmente lorsque le temps de traitement augmente. Au niveau de l’acier, les teneurs en chlorures totaux et libres sont respectivement voisins de 1,5% et de 0.6% par rapport au poids de ciment avant traitement et deviennent égaux à 0.7% et 0.2% (donc inférieur au seuil critique) après 8 semaines de traitement. Les efficacités d’extraction en chlorures libres sont voisines de 69, 57 et 70% respectivement pour les profondeurs d’enrobage –a, -b et –c. Ces résultats encourageants sont en bon accord avec les travaux de Orellan et Fajardo [14-15].

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

GJ-a [2-3cm] GJ-b [1-2cm] GJ-c [0-1cm]

profondeur d'enrobage

Chl

orur

es to

taux

(g%

poi

ds c

imen

t)

sem 00

sem 02

sem 04

sem 06

sem 08

ACIER

Cl-

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

GJ-a [2-3cm] GJ-b [1-2cm] GJ-c [0-1cm]


chlo

rure

s lib

res

(g %

poi

ds c

imen

t)

sem 00

sem 02

sem 04

sem 06

sem 08

ACIER

Cl-

Figure 3. GJ - Evolution des profils en chlorures (total à g et libre à d) en fonction du temps de traitement.

3.1.2 Eprouvettes chlorurées au gâchage Les éprouvettes confectionnées avec des chlorures au gâchage (GM = ciment 1, e/c=0.45 ; GN = ciment 1, e/c=0.65 ; GO = ciment 2, e/c=0.45 et GP = ciment 2, e/c=0.65) ont toutes été soumises au traitement d’extraction de chlorures. L’évolution des profils en chlorures libres avant traitement et après 2, 4, 6 et 8 semaines de traitement sont illustrés pour le ciment 1 en figure 4 et pour le ciment 2 en figure 5. Avant traitement, les profils en chlorures devraient être représentés par une horizontale étant donné que les chlorures ont été introduits au gâchage. Expérimentalement, la concentration en chlorures est décroissante depuis l’acier jusqu’à la surface, probablement en raison de la lixiviation des chlorures lors des


trois mois de cure dans l’eau. Après huit semaines de traitement, les efficacités d’extraction sont données dans le tableau 2. Ces résultats montrent que les chlorures sont extraits en quantité plus importante lorsque les bétons sont plus poreux. D’autre part, en comparant les efficacités d’extraction des formulations GJ et GN, il semble qu’il soit plus facile d’extraire des chlorures ayant pénétré par immersion/séchage que par gâchage.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

GM-a [2-3cm] GM-b [1-2cm] GM-c [0-1cm]


chlo

rure

s lib

res

(g %

poi

ds c

imen

t)

sem 00

sem 02

sem 04

sem 06

sem 08

ACIER

Cl-

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

GN-a [2-3cm] GN-b [1-2cm] GN-c [0-1cm]


chlo

rure

s lib

res

(g %

poi

ds c

imen

t

sem 00

sem 02

sem 04

sem 07

sem 09

ACIER

Cl-

Figure 4. Evolution des profils en chlorures libres (GM à g et GN à d) en fonction du temps de traitement.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

GO-a [2-3cm] GO-b [1-2cm] GO-c [0-1cm]


chlo

rure

s lib

res

(g %

poi

ds c

imen

sem 00

sem 02

sem 04

sem 06

sem 08

ACIER

Cl-

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

GP-a [2-3cm] GP-b [1-2cm] GP-c [0-1cm]


chlo

rure

s lib

res

(g %

poi

ds c

imen

sem 00

sem 02

sem 04

sem 06

sem 08

ACIER

Cl-

Figure 5. Evolution des profils en chlorures libres (GO à g et GP à d) en fonction du temps de traitement. Tableau 2. Efficacité d’extraction (%) en chlorures libres après huit semaines de traitement.

GM GN GO GP -a [2-3cm] 53 70 57 64 -b [1-2cm] 39 55 21 31 -c [0-1cm] 58 57 53 81

3.2 Caractérisations électrochimiques Les résistivités des bétons mesurées par impédance (fréquences entre 100 kHz et 50 mHz) sont voisines de 270, 170 et 1200 ohm avant traitement, et de 130, 150 et 350 ohm après traitement, respectivement pour les formulations GJ, GN et GP. Les tensions nécessaires pour obtenir le courant imposé de 1A/m² d’acier sont de 30, 26 et 38 V respectivement pour GJ, GN et GP. Le pH de l’électrolyte varie entre 9.1 et 9.5 pour les éprouvettes confectionnées à l’aide du ciment 1 et entre 8.6 et 9.3 pour celles fabriquées à l’aide du ciment 2. L’électrolyte a bien piégé tous les chlorures, car aucun dégagement de gaz chlorhydrique ne s’est produit. 3.2.1 Potentiel libre Les évolutions de potentiel libre, avant traitement, juste après traitement et deux mois après traitement pour les deux éprouvettes dédiées à l’électrochimie et les


éprouvettes témoin, selon les durées du traitement sont représentées dans les figures 6 à 8, respectivement pour les formulations GJ, GN et GP. Avant traitement, les potentiels libre pour les éprouvettes GJ sont de l’ordre de –100 à –200 mV. Ces valeurs ne sont pas très négatives alors que les chlorures apportés lors des cycles d’immersion/séchage, près de l’acier, sont supérieurs à la concentration critique. Pour les éprouvettes GN, dans lesquelles les chlorures ont été introduits lors du gâchage, les valeurs de potentiel libre sont comprises entre –400 et –600 mV. Enfin, pour les éprouvettes GP, fabriquées avec le ciment 2, et des chlorures au gâchage, les potentiels libres sont compris entre –200 et –400 mV. Juste après le traitement de déchloruration, quelle que soit la formulation, les potentiels libres sont voisins de –1100 mV. Cette valeur, très négative confirme que le traitement a bien eu lieu et montre que les aciers sont polarisés. Deux mois après le traitement de déchloruration, les valeurs de potentiel libre remontent vers des valeurs plus positives en comparant aux valeurs initiales (ceci est particulièrement bien observé pour les éprouvettes GN).

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

GJ5

1-E

CE

sem

02

GJ5

4-E

CE

sem

02

GJ5

5-E

CE

sem

04

GJ5

9-E

CE

sem

04

GJ5

6-E

CE

sem

06

GJ6

0-E

CE

sem

06

GJ6

2-E

CE

sem

08

GJ6

3-E

CE

sem

08

GJ6

1-T1

GJ6

6-T2

-sem

04

GJ6

7-T3

-sem

08

Eprouvettes

Pote

ntie

l (V) ECE init

ECE-semxx

ECE+2mois

Figure 6. Evolution des potentiels libres pour les éprouvettes GJ (ciment 1, e/c=0.65, cycles immersion/séchage), avant, juste après et deux mois après traitement.

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

GN

28-E

CE

sem

02

GN

30-E

CE

sem

02

GN

24-E

CE

sem

04

GN

25-E

CE

sem

04

GN

20-E

CE

sem

06

GN

21-E

CE

sem

06

GN

12-E

CE

sem

08

GN

13-E

CE

sem

08

GN

09-T

1

GN

27-T

2-se

m04

GN

29-T

3-se

m08

Eprouvettes

Pote

ntie

l (V) ECE init

ECE-semxx

ECE+2mois

Figure 7. Evolution des potentiels libres pour les éprouvettes GN (ciment 1, e/c=0.65, chlorures au gâchage), avant, juste après et deux mois après traitement.


-1,200

-1,000

-0,800

-0,600

-0,400

-0,200

0,000

GP

05-s

em02

GP

12-s

em02

GP

28-s

em04

GP

17-s

em04

GP

22-s

em06

GP

13-s

em06

GP

19-s

em08

GP

25-s

em08

GP

06-T

1

GP

02-T

2sem

04

GP

15-T

3sem

08

Eprouvettes

Pote

ntie

l (V) ECE init

ECE-semxx

ECE+2mois

Figure 8. Evolution des potentiels libres pour les éprouvettes GP (ciment 2, e/c=0.65, chlorures au gâchage), avant, juste après et deux mois après traitement. 3.2.2 Résistance de polarisation et courant de corrosion L’évolution des résistances de polarisation, avant traitement, juste après traitement et deux mois après traitement ont été mesurés. Les courants calculés sont très faibles, de l’ordre de 10-8 à 10-6 A pour 10 cm² pour les formulations GJ, GN et GP. Juste après traitement, les courants sont de l’ordre de 10-6 A pour 10 cm². Deux mois après traitement, les courants de corrosion sont du même ordre de grandeur que les courants initiaux. Il faut remarquer que même si les chlorures sont en quantité important au niveau de l’acier les courants de corrosion mesurés ici ne reflètent pas une activité de corrosion importante. Ceci pourrait provenir du fait qu’en présence de chlorures la corrosion est de type localisée et non pas généralisée.

4. CONCLUSION Le traitement de déchloruration a été appliqué sur des éprouvettes en microbéton armé fabriquées à partir de formulations différentes selon les paramètres suivants : la nature du ciment, le rapport eau sur ciment et le mode de pénétration des chlorures. Les principaux résultats obtenus montrent que :

- La pénétration des chlorures, sur une épaisseur d’enrobage de 3 cm, lors de cycles d’immersion /séchage dans de l’eau salée, est un processus lent pour un ciment de type CEM I ( GJ 12 à 14 semaines et GI 56 à 63 semaines). Pour un ciment de type CEM III/B, le processus est encore plus lent, car après 70 semaines, les chlorures n’ont pénétré que sur le parement –c (0<enrobage<1 cm). - L’efficacité de l’extraction de chlorures a été confirmée par les dosages de profils de chlorures.

o Au niveau de l’acier –a (2<enrobage<3 cm), 50% des chlorures sont extraits après un traitement de 8 semaines. Néanmoins, il semble que l’extraction des chlorures en zone intermédiaire –b (1<enrobage<2 cm) soit plus difficile.

o L’extraction des chlorures augmente lorsque la porosité augmente. o L’extraction de chlorures ayant pénétré par immersion/séchage semble

plus aisée que lorsqu’ils ont été mis au gâchage. - L’évaluation du traitement de déchloruration à l’aide de caractérisations électrochimiques donne des informations complémentaires aux analyses de chlorures :


o L’évolution des potentiels libres, i) des valeurs plutôt négatives, avant traitement, ii) des valeurs très négatives juste après traitement et iii) des valeurs plus positives deux mois après traitement, permet de penser que le traitement a été efficace. La polarisation des aciers a bien eu lieu et une certaine passivité est observée après extraction des chlorures.

o Les courants de corrosion avant traitement ne sont pas très importants bien que les potentiels libres indiquent de la corrosion et que la quantité de chlorures est bien supérieure à la concentration critique. De ce fait, il est difficile de conclure en comparant les valeurs de courants de corrosion obtenus avant et après traitement.

Il serait pertinent de réaliser le traitement de déchloruration sur des éprouvettes plus dégradées et dont les valeurs de courant de corrosion seraient plus grandes.

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[10] Castellote M., Andrade C., Round robin test on chloride analysis in concrete Part 1 : Analysis of total chloride content, Materials and Structures 34 (2001) 532-556.

[11] Castellote M., Andrade C., Round robin test on chloride analysis in concrete Part 2 : Analysis water soluble chloride content, Materials and Structures 34 (2001) 589-598.

[12] Alonso C., Andrade C., Castellote M., Castro P., Chloride threshold values to depassivate reinforcing bars embedded in a standardized OPC mortar, Cement and Concrete Research 30 (2000) 1047-1055.

[13] Polder R.B., Electrochemical chloride removal from concrete prisms containing chloride penetrated from sea water, Construction and Building Materials 10 (1996) 83.

[14] Orellan J.C., Escadeillas G., Arliguie G., Electrochemical chloride extraction : efficiency and side effects, Cement and Concrete Research 34 (2004) 227-234.

[15] Fajardo G., Escadeillas G., Arliguie G., Electrochemical chloride extraction from steel-reinforced concrete specimens contaminated by "artificial sea water", Corrosion Science 48 (2006) 110-125.

[16] Monteiro P.J.M., Helene P., Aoki I., Barbosa P., Monteiro E., Influence of water-cement ratio and cover thickness on chloride extraction of reinforced concrete, ACI Materials Journal 2005 9-14.



Thème 2

Suivi d’ouvrages et de corps d’épreuve en milieu naturel et méthodes in situ



LA DURABILITE DES BHP - BILAN DU PROJET NATIONAL BHP 2000

V. Baroghel-Bouny

Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé De nombreux résultats concernant les propriétés relatives à la durabilité des bétons à hautes performances (BHP) ont été acquis dans le cadre du Projet National "BHP 2000". La durabilité concernée a trait essentiellement à la prévention : - de la corrosion des armatures du béton armé, - des dégradations du béton dues aux cycles de gel-dégel en présence ou non de sels. La durabilité a été étudiée sur des échantillons de matériaux issus d'éprouvettes testées en conditions de laboratoire [1], d'éléments de structure [2], ou encore d'ouvrages réels [3] exposés à des conditions naturelles variées. En particulier, une campagne expérimentale, s'étendant sur plusieurs années, a été menée sur des corps d'épreuve en béton armé pré-fissurés vieillissant en milieu naturel sur les sites de Melun, de La Rochelle, de Maurienne et du Canada, afin de caractériser une gamme de quinze bétons allant du B20 au B120 [2]. Des résultats expérimentaux ont été obtenus relativement à diverses propriétés et à leur évolution en fonction des paramètres de formulation, des conditions environnementales, de l'âge, ... : - caractéristiques microstructurales [3,4], - indicateurs de durabilité (porosité, perméabilité, coefficient de diffusion des chlorures, ...) [1], - témoins de durée de vie vis-à-vis de la corrosion des armatures du béton armé (profils de taux de saturation, de carbonatation et de concentration en chlorures, ...) [2]. La durabilité "potentielle" d'un large éventail de bétons a également été évaluée. Le comportement sous cycles de gel-dégel avec ou sans sels a été examiné en laboratoire et in situ [1,2]. Quelques données ont également été récoltées relativement au comportement en laboratoire vis-à-vis d'autres agressions (attaque acide et alcali-réaction) [3]. Tous les résultats indiquent pour les BHP une durabilité "potentielle" élevée et en particulier une très bonne résistance aux agents agressifs d'origine externe (la pénétration des chlorures et la carbonatation sont limités à une zone très superficielle) et interne. Le meilleur comportement des BHP, mis en évidence en laboratoire et in situ par rapport à des formules plus classiques, fournit des arguments solides pour prescrire des BHP en vue d'assurer une durée de vie plus longue aux ouvrages en béton armé (ou précontraint) et/ou éviter bon nombre de pathologies (alcali-réaction, lixiviation par les liquides chimiquement agressifs, ...).


Mots-clés BHP – carbonatation – chlorures – durabilité – gel – site naturel Références

[1] Baroghel-Bouny V., Arnaud S., Henry D., Carcassès M., Quénard D., Vieillissement des

bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXI° siècle. III - Propriétés de durabilité des bétons mesurées sur éprouvettes conservées en laboratoire, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n° 241, nov.-dec. 2002, pp 13-59.

[2] Baroghel-Bouny V., Gawsewitch J., Belin P., Ounoughi K., Arnaud S., Olivier G., Bissonnette B., Vieillissement des bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXI° siècle. IV - Résultats issus des prélèvements effectués sur les corps d'épreuve de différents sites aux premières échéances de mesure, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n° 249, mars-avril 2004, pp 49-100.

[3] Baroghel-Bouny V., Les spécificités des bétons à hautes performances - Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité évaluées en conditions de laboratoire ou en conditions naturelles, Etudes et Recherches des LPC, Série Ouvrages d'art, OA 44 (LCPC, Paris, sept. 2004), 76 p.

[4] Baroghel-Bouny V., Ammouche A., Hornain H., Gawsewitch J., Vieillissement des bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXIe siècle. II - Caractérisation microstructurale sur éprouvettes de bétons de résistance 25 à 120 MPa, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n° 228, sept.-oct. 2000, pp 71-86.


ÉVALUATION IN SITU DE LA PERMÉABILITÉ A L’AIR D’UN PAREMENT AVEC L’APPAREIL BT-CRIS

J. Aubry, B. Boulet

Service Construction des Ouvrages d’Art, LRPC, Clermont-Ferrand Résumé L’évaluation in situ de la perméabilité à l’air d’un parement en béton réalisée à l’aide de l’appareil Bt-Cris, permet de déterminer l’amplitude des échanges gazeux entre le béton et le milieu ambiant, pour estimer la vitesse d’altération de la peau du béton. La méthode d’essai, déjà connue, a fait l’objet, en 2005, de modification ayant pour but d’optimiser la mesure et de réduire la durée de l’essai. Pour ce faire, la phase d’humidification du support, qui intervenait préalablement entre la mesure sur béton brut et la mesure après la première phase de séchage, a été supprimée. Des essais comparatifs, sur trois bétons, entre trois laboratoires ont permis de répartir la perméabilité de la peau du béton en quatre classes : Forte ; Moyenne ; Faible et Très Faible. Ces quatre classes permettant d’évaluer la durabilité potentielle du béton. Sur carottes, des essais de perméabilité apparente au gaz (CEMBUREAU) et de porosité accessible à l’eau ont permis d’établir une bonne corrélation entre ces trois indices de durabilité. Mots-clés Béton - Durabilité - Perméabilité - In situ Références

[1] Appareil BT-CRIS - Mesure de la "perméabilité" de surface des bétons durcis - Nouvelle

procédure d'essai simplifiée, dans ce document, Partie 3.

[2] Baroghel-Bouny V., Roussel P., Routhe L., Etude BT-CRIS - Mesures en laboratoire - Phase 1 : mesures de porosité accessible à l’eau, perméabilité aux gaz et coefficient d’absorption capillaire incluant le parement, sur B20 et B40, Opération de recherche du réseau des LPC "Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle" (11B021), Rapport LCPC, mars 2005, 16 p + annexes.


DEMARCHE ET METHODES D’ESSAI POUR L’EVALUATION DE LA DURABILITE DU BETON VIS-A-VIS DE L’ALCALI-REACTION

P. Fasseu

Cellule Etudes et Recherche, LRPC, Lille Résumé L’alcali-réaction est une des causes de la dégradation prématurée des ouvrages en béton. Les principes de la prévention de ce phénomène sont connus mais leur mise en œuvre, qui doit aussi tenir compte du contexte technico-économique des travaux, n’est pas toujours simple. Par sa bonne représentativité, sa sensibilité et sa fiabilité, l’essai de performance sur béton, en aidant à optimiser le choix des constituants et les formulations des bétons, permet de résoudre au mieux l’adéquation de l’objectif de durabilité et de maîtrise des coûts. De telles études donnent des résultats d’autant plus fiables que la durée des essais est importante. Leur programmation doit donc être largement anticipée. Mots-clés Bétons - Durabilité - Alcali-réaction - Essai de performance

1. INTRODUCTION L’alcali-réaction est loin de constituer une cause fréquente de détérioration des ouvrages en béton. Même si parfois cette pathologie occasionne des graves désordres (fig. 1) elle présente souvent une forme peu développée et discrète mais néanmoins néfaste en initiant et en aggravant les conditions favorisant la corrosion des armatures (fig. 2). En s’associant, les deux pathologies décuplent leur action et accélèrent le processus de dégradation. Cette interaction entre ces phénomènes eux-mêmes déjà très complexes ainsi qu’avec d’autres rendent difficile l’élaboration d’un modèle prédictif fiable de durabilité du béton incluant l’effet de l’alcali-réaction. Il convient donc de dissocier les différents processus de dégradation du béton et seul l’effet primaire de l’alcali-réaction sera ici discuté c'est-à-dire la seule expansion du béton.


Figure 1. Ouvrage autoroutier gravement dégradé par l’alcali-réaction.

Figure 2. Activation de la corrosion des armatures d’un mur en béton armé par la fissuration due à l’alcali-réaction.


Figure 3. Prévention d’alcali-réaction par le contrôle de la réactivité des granulats (I) par le contrôle du taux d’alcalins (II) par les granulats ou les alcalins (III) par l’essai de performance (IV).

2. LA DEMARCHE DE PREVENTION DE L’ALCALI-REACTION Rappelons que l’alcali-réaction est une réaction chimique interne très lente qui fait intervenir les alcalins amenés par le ciment, la silice des granulats et l’eau présente dans la phase poreuse interstitielle. Ces trois composants vont former, plus ou moins rapidement et intensément, selon leur concentration (et leur forme pour ce qui concerne la silice) un gel aqueux silico-alcalin. Après avoir rempli la porosité initiale du béton, ce gel qui ne trouve pas de volume libre pour son expansion commence par engendrer des tensions internes qui conduisent à des microfissures et surtout à des gonflements que le ferraillage finit par ne plus pourvoir contenir. Les armatures perdent leur adhérence et/ou s’allongent au-delà de leur limite élastique, se rompent, Des fractures se forment en surface et laissent pénétrer l’eau les agents agressifs, la corrosion se développe et se propage, la ruine ou l’état de péril se rapproche. La maîtrise de la réaction et de ses conséquences passe donc par le contrôle des trois réactifs de base ci-dessus cités ainsi que par celui des autres paramètres qui interviennent tels que la porosité du béton, la température et la présence de certains composés plus ou moins inhibiteurs. Les difficultés d’un tel contrôle sont cependant nombreuses : il n’y a pas de proportionnalité entre concentration d’un réactif et intensité finale de la réaction, des interactions complexes existent, la cinétique de la réaction sur une longue période est aléatoire etc… De fait, il est illusoire d’espérer pouvoir fixer l’ensemble des caractéristiques initiales du béton pour l’obtention d’un objectif final défini simplement en terme de gonflement. La démarche habituelle consiste à fixer l’objectif à atteindre en tout ou rien : Risque d’alcali-réaction acceptable (béton au sec ou provisoire) ou non acceptable et ensuite à spécifier un critère, soit sur la réactivité des granulats, soit sur la teneur en alcalins du béton.

A

G

A

Risque client

I II III IV

A

GG G

A

Zone d’acceptation du béton sur la base de la réactivité des granulats (G) ou du taux d’alcalins (A) ou de l’essai de performance (P)

Zones d’incertitude et de risques : Risque fournisseur

P


Les recommandations françaises pour la prévention des désordres dus à l’alcali-réaction [1] vont toutefois plus loin en prévoyant trois niveaux de risque donc de prévention à définir en fonction de critères liés à l’usage de l’ouvrage et à son environnement. Mais ce document ne prévoit pas de modulation du niveau des spécifications en fonction d’une durée de vie déterminée. En plus, par effet de seuil, cette démarche de prévention, n’apporte pas de sécurité absolue. Ni pour le client qui pourrait être amené par exemple à accepter des granulats non réactifs (NR) mais proches des limites qui avec une teneur élevée en alcalins se révèleraient instables au final. Ni pour le fournisseur qui pourrait se voir refuser des granulats qualifiés par l’essai de potentiellement réactifs (PR) mais peu virulents et qui, associés avec une faible teneur en alcalins dans le béton seraient stables.

3. L’ESSAI DE PERFORMANCE SUR BETON Une autre voie existe cependant pour évaluer la stabilité d’un béton en fonction de sa composition il s’agit de l’essai de performance basé sur la mesure de l’expansion du béton [2,3]. On est proche d’un essai en vraie grandeur. Le béton est celui mis en œuvre dans l’ouvrage mais les conditions d’environnement sont plus défavorables de manière à accélérer le phénomène et de pouvoir répondre en un délai le plus réduit possible (entre 3 mois et 1 an) au regard de la durée de vie attendue pour l’ouvrage. L’essai s’inscrit dans plusieurs démarches :

- Validation d’une formule de béton de chantier ; - Détermination de la réserve de sécurité dans le d’une variation de la teneur en

alcalins ; - Influence de la variabilité de la réactivité des granulats ; - Optimisation et validation d’un choix de nature et de dosage du ciment ; - Détermination des teneurs nécessaires en additions inhibitrices ; - Test de béton spéciaux, etc.

L’emploi de l’essai de performance permet donc une meilleure connaissance et une maîtrise plus fine des risques liés à l’alcali-réaction mais sa fiabilité suppose l’adoption ici également de critères fiables d’interprétation des résultats et dans le plus court délai possible. Les documents normatifs récents NF P 18-454 [2] et FD P 18-456 [3] traitent respectivement de la méthode d’essai et de son interprétation. Les critères de jugement, et en particulier l’âge à laquelle l’expansion du béton est jugée, diffèrent selon le type de ciment, la présence d’additions minérales et la nature des granulats. Autant de facteurs influençant la cinétique de la réaction et donc susceptibles de dégrader la représentativité de l’essai par rapport à la réalité.

4. APPLICATION DE LA DEMARCHE Une série d’essais réalisés (tab. 1) dans le cadre de la présente opération de recherche fournit un exemple de mise en pratique de l’essai de performance. Huit bétons ont été testés dont certains (essais 1, 4, 4, 5 et 6) connus pour être impliqués dans des désordres par alcali-réaction plus ou moins graves et d’autres expansifs mais traités par des additions inhibitrices.


En interprétant les résultats de ces essais suivant les critères de la norme, on constate que ceux-ci sont en accord avec le terrain à l’exception d’une formule (essai 5) qui est déclarée stable alors que des ouvrages qui l’utilisent sont atteints de désordres. En fait, il apparaît que cette formule comporte des granulats de quartzite qui présentent une réactivité assez lente qui nécessite d’attendre l’échéance de 5 mois plutôt que celle normalement prévue de 3 mois pour conclure. Avec des bétons à base de ciment composés ou/et avec additions minérales (essais 7 et 8), l’interprétation est basée sur deux critères simultanés : expansion à 5 mois et pente maxi entre 2 et 3 mois, 3 et 4 mois et 4 et 5 mois. Les deux essais 7 et 8 qui portent sur des bétons de ce type répondent PR. Par manque d’expérience de terrain, on ne peut dire si ce résultat est conforme à la réalité, mais il est en tout cas en accord avec le comportement à long terme de 12 mois et surtout 24 mois. La diversité des courbes d’expansion (fig. 4) est révélatrice de la difficulté de juger rapidement de la stabilité d’un béton quant la cinétique de son comportement n’est pas bien connue à l’avance. On peut cependant constater, pour ces essais, qu’à l’échéance de 24 mois toutes les expansions sont terminées y compris celles des bétons comportant des additions minérales. Cette échéance parait donc idéale pour interpréter l’essai et qualifier avec fiabilité un béton à l’alcali-réaction quelle que soit la composition de ce dernier. Le niveau acceptable d’expansion peut être celui prévu par le fascicule de documentation P18-456 à 12 mois pour les bétons à cinétique lente : expansion inférieure à 0,03 %. La qualification finale pourrait aussi être modulée selon le résultat, par exemple : expansion finale < 0,03% = béton non réactif, expansion finale comprise entre 0,03% et 0,05 % = béton moyennement réactif, expansion finale > 0,05% = béton très réactif. Un tel classement en niveau de réactivité des bétons permet d’affiner le choix de leur formulation selon la durabilité souhaitée de l’ouvrage et son environnement. La valeur de l’expansion finale obtenue à l’essai n’est cependant pas transposable directement au béton en place. Il existe d’abord un effet d’échelle. Toutes choses égales par ailleurs, le gonflement d’un massif volumineux de béton est supérieur à celui mesuré sur des éprouvettes. La température plus élevée de conditionnement des éprouvettes agit également dans ce sens, elle accélère l’expansion mais diminue le niveau final atteint. A l’inverse l’humidité est souvent moins sévère in situ. Enfin le ferraillage passif ou actif et les sollicitations mécaniques extérieures influencent également le comportement effectif du béton dans l’ouvrage.


Tableau 1. Essais de performance alcali-réaction et résultats sur huit bétons.

Composants du béton : ciment CEM I 52,5 granulats NR (Boulonnais) granulats PR à cinétique rapide (silico calcaire du Tournaisis)granulats PRP (Silex de baie de Somme)granulats PR à cinétique lente (quarzite du Cotentin)fumées de silice (FS) Cendres volantes (CV)

Dosages : ciment 410 kg/m3 E/C = 0,5Sable (S) 690 kg/m3 Alcalins 5,12 kg/ par m3 gravillons (G) 1035 kg/m3 (complément à l'apport du ciment FS ou CV 10% en remplacement du ciment (par ajout de soude)

risque pathologie certain négligeable nul certain certain probable inconnu inconnu

Série n°Sable

GravillonsAddition

1(S : NR et

G : PR cinét rapide)

2(S : NR etG : PRP)

3(S : PRP etG : PRP)

4(S : PR cinét

rapide etG : PR cinét

rapide)

5(S : NR et

G : PR cinét lente)

6(S : NR et G : PR)

7(S : NR et

G : PR cinét rapide) + FS

8(S : NR et

G : PR cinét rapide) + CV

0 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000

1 0,0028 0,0024 0,0012 0,0079 0,0068 0,0085 0,0012 0,0111

2 0,0356 0,0133 0,0028 0,1128 0,0112 0,0179 0,0032 0,0231

3 0,0563 0,0177 0,0057 0,1344 0,0185 0,0251 0,0092 0,0379

4 0,0579 0,0163 0,0044 0,1379 0,0257 0,0268 0,0108 0,0441

5 0,0656 0,0188 0,0083 0,1420 0,0367 0,0289 0,0164 0,05336 0,0651 0,0168 0,0061 0,1416 0,0399 0,0300 0,0192 0,0568

9 0,0703 0,0199 0,0081 0,1475 0,0464 0,0329 0,0296 0,0684

12 0,0735 0,0201 0,0095 0,1513 0,0520 0,0359 0,0388 0,0833

18 0,0768 0,0204 0,0104 0,1656 0,0524 0,0408 0,0508 0,1032

24 0,0800 0,0188 0,0104 0,1660 0,0564 0,0432 0,0508 0,1112

Critère (s)d'interprétation

< 0,02 % à 3 mois

< 0,02 % à 3 mois

< 0,02 % à 3 mois

< 0,02 % à 3 mois

< 0,02 % à 3 mois

< 0,02 % à 3 mois

< 0,03 % à 3 mois + pente entre 2 à 5 mois

< 0,03 % à 3 mois + pente entre 2 à 5 mois

conclusion PR NR NR PR NR PR PR PR

concordance bonne bonne bonne bonne mauvaise bonne bonne bonne

ESSAIS DE PERFORMANCE SUR BETON A 60°C (NF P 18-454)A

llong

emen

t aux

age

s de

(moi

s) e

n %

0,0000

0,0200

0,0400

0,0600

0,0800

0,1000

0,1200

0,1400

0,1600

0,1800

0,2000

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Age (en mois)

Expa

nsio

n lo

ngitu

dina

le (e

n %

)

1(S : NR etG : PR cinét rapide)

2(S : NR etG : PRP)

3(S : PRP etG : PRP)

4(S : PR cinét rapide etG : PR cinét rapide)

5(S : NR et G : PR cinét lente)

6(S : NR et G : PR)

7(S : NR et G : PR cinét rapide) + FS

8(S : NR et G : PR cinét rapide) + CV

Critère

Figure 4. Courbes d’évolution de l’expansion par alcali-réaction de huit bétons. Il ressort de ces considérations que la détermination avec fiabilité d’un état de gonflement d’une partie d’ouvrage à longue échéance et a fortiori d’un état de


service au vu de valeurs d’expansion à l’essai de performance est pour l’instant peu réaliste. Dans l’immédiat le problème est simplifié. Le maître d’ouvrage fixe généralement l’exigence de durabilité de son ouvrage vis-à-vis de l’alcali-réaction de 50 ou 100 ou 120 ans. Dans tous les cas cela imposera des dispositions préventives strictes et souvent contraignantes. Grâce aux essais de performance celles-ci pourront être bien maîtrisées et être adaptées au contexte technico-économique des travaux. L’application la plus fréquente est celle où le béton doit employer avec sécurité des granulats locaux plus ou moins réactifs moyennant l’adoption et le contrôle d’autres paramètres (taux d’alcalins, additions minérales, environnement réel du béton).

5. EXEMPLES Plusieurs grands chantiers, comme par exemple celui du second pont sur le Rhin au sud de Strasbourg [4], ont basé leur démarche de prévention de l’alcali-réaction sur l’essai de performance et ont pu employer des granulats qui ne répondaient pas strictement à la qualification de non réactifs. Par exemple pour la construction des tunnels du Gothard et du Lötschberg en Suisse [5], il était impératif pour des raisons écologiques et économiques, de réemployer une partie des déblais d’excavation pour les bétons. Or la roche traversée est très variable dans sa nature et dans sa réactivité. Une étude de maîtrise des risques du réemploi de ces matériaux dans le béton a donc été menée en préliminaire aux travaux. Celle-ci s’est appuyée essentiellement sur l’essai de performance P18-454. Selon la réactivité effective des granulats rencontrés (classement à l’essai microbar [6]), l’exposition à l’eau, l’origine et la nature du ciment et autres impératifs, les autres paramètres contrôlables permettant d’obtenir la stabilité du béton ont été définis : dosage en ciment (teneur en alcalins) et le taux d’incorporation et le type d’additions minérales actives (fumées de silice, cendres volantes).

6. CONCLUSION La prévention de l’alcali-réaction peut être assurée et optimisée par la réalisation d’études mettant en œuvre l’essai de performance sur béton. Cet essai, en révélant à l’avance le comportement effectif d’un béton vis-à-vis de l’alcali-réaction permet de choisir le ciment et son dosage ou de tester l’efficacité de produits inhibiteurs de la réaction. L’implication de la réactivité des granulats peut surtout être mieux cernée rendant parfois possible l’emploi de granulats rejetés par les essais préalables de qualification ou la mise à l’écart de granulats non réactifs mais proche des limites. La fiabilité de telles études est améliorée par l’augmentation des durées d’essai. Leur programmation doit donc être suffisamment anticipée.

7. REFERENCES [1] Recommandations pour la prévention des désordres dus à l’alcali-réaction, 1994, publication

LCPC.

[2] Béton - Réactivité d’une formule de béton vis-à-vis de l’alcali-réaction - Essai de performance, NF P 18-454, AFNOR, 2004.

[3] Béton - Réactivité d’une formule de béton vis-à-vis de l’alcali-réaction - Critères d’interprétation des résultats de l’essai de performance, FD P 18-456, AFNOR, 2004.

[4] Demare A., Treffot G., Second pont sur le Rhin au sud de Strasbourg - Les études de faisabilité des bétons à hautes performances, Revue Ouvrages d’Art 37 (2001) 17-20.


[5] Thalmann C. et al., Aar-prevention for the world’s longest tunnels alptransit Gotthard and Lötschberg in Switzerland, Proc. of 12th International Conference on Alkali-Aggregate Reaction in Concrete, 2004.

[6] Granulats - Méthodes d’essai de réactivité aux alcali - article 5.2 - Essai sur micro mortier : variante (essai microbar), XP P 18-594, AFNOR, 2004.



Thème 3

Carbonatation du béton



MISE AU POINT DE LA MESURE DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DU DIOXYDE DE CARBONE DANS LES BETONS CARBONATES

A. Pavoine(1), G. Villain(2,3), S. Moscardelli(1), J. Lett(2), P. Roussel(2), M. Thiery(2) (1) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, LREP, Le Bourget (2) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris (3) Division Reconnaissance et Mécanique des Sols, LCPC, Nantes Résumé La carbonatation d’un béton est une réaction chimique qui peut être à l’origine de la dégradation prématurée d’un béton armé. Des modèles numériques ont été développés pour décrire la carbonatation du béton et ainsi évaluer la durabilité d’un béton armé vis-à-vis de ce processus. Le coefficient de diffusion du CO2 dans un béton est donc un paramètre d’entrée important pour fiabiliser ces modèles. L’objectif de cet article est de présenter un essai simple et fiable pour quantifier le coefficient de diffusion du CO2 dans un béton carbonaté. Cet essai consiste à imposer une faible différence de pression partielle entre les deux faces d’un échantillon et d’enregistrer les quantités de gaz diffusant au travers du béton carbonaté au cours du temps. Le dispositif pour fixer le dioxyde de carbone est constitué de chaux sodée séchée. Des premiers essais effectués sur un matériau poreux sont présentés. Les résultats obtenus par deux laboratoires sur des bétons de classe allant de 25 à 55 MPa sont présentés et analysés. Les coefficients obtenus expérimentalement sont ensuite comparés à ceux obtenus à l’aide de modèles proposés dans la littérature. Mots-clés Béton - Coefficient de diffusion - Dioxyde de Carbone - Carbonatation - Durabilité.

1. INTRODUCTION L’étude présentée dans ce document a pour objectif de définir un protocole d’essai pour quantifier un coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans un béton. La diffusion du CO2 dans un béton est associée à l'avancement d'un front de carbonatation de la surface vers le cœur. La diffusion de ce gaz a donc essentiellement lieu dans un matériau carbonaté. Notre objectif est donc de mettre au point un essai fiable permettant de caractériser le coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans un béton carbonaté. Il existe plusieurs méthodes d’essais proposées dans la littérature s’appliquant à des pâtes de ciment ou des mortiers. Une méthode simple a déjà été développée au LREP pour caractériser des revêtements. Nos travaux ont débutés par l’adaptation de ce protocole d’essai à des matériaux poreux. Deux dispositifs ont été mis en place au LREP et au LCPC. Des bétons de classe différente ont ensuite été caractérisés. Enfin, les résultats obtenus sont comparés aux résultats expérimentaux et numériques de la littérature.


2. MISE AU POINT DU DISPOSITIF EXPERIMENTAL

2.1 Bibliographie expérimentale A la bibliographie expérimentale réalisée par Houst [1], recensant différents dispositifs de mesure du coefficient de diffusion de gaz dans les matériaux de construction, nous pouvons ajouter plusieurs références [2-7]. Les essais proposés sont appliqués sur des pâtes de ciment ou des mortiers mais jamais sur des bétons. Les principales caractéristiques de ces essais sont résumées dans le tableau 1. Tableau 1. Caractéristiques des dispositifs pour la détermination du coefficient de diffusion du CO2

Auteur Daimon et al. Papadakis et al. Houst et al. Klink et al. Bouzanne Références [2] [3,4] [1,5] [6] [7]

Matériaux Pâtes de ciment et mortiers

Pâtes de ciment et mortiers Pâtes de ciment Pâtes de ciment

et mortiers Revêtements et peintures

Diamètre (mm) 32 25 160 50 110 Epaisseur (mm) 12 10 1 à 2 20 10 Gaz de diffusion N2 ou H2 N2 CO2 ou O2 Radon-222 CO2

Gaz vecteur H2 ou N2 Hélium N2 ? 80%N2+20%O2

Méthode de quantification

Détecteur de conductivité thermique

Détecteur de conductivité thermique

Analyseur IR et Paramagnétique

Détecteur α Chaux sodée

Observations Mesure de la perméabilité

Pâte désaérée sous vide,

T et HR mesurées

Houst et Wittmann [5] montrent que la diffusion normale est le mécanisme de transport dominant dans les pâtes de ciment et que le coefficient de diffusion est proportionnel à :

Md 21

avec M masse molaire du CO2 et d diamètre moyen des molécules de gaz. La mesure du coefficient de diffusion d'un gaz "inerte" vis-à-vis du béton (N2, H2 ou O2) permet donc d'obtenir celui du dioxyde de carbone. L'avantage des dispositifs de diffusion de gaz "inertes" est qu'ils peuvent être utilisés à la fois sur des matériaux cimentaires carbonatés ou non. Cependant, dans un béton la diffusion du CO2 a lieu en zone déjà carbonatée : c'est pourquoi l'indicateur pertinent de durabilité est le coefficient de diffusion dans un matériau carbonaté. C'est celui qui est utilisé dans les modèles [4,8]. Bouzanne [7] a mis au point un essai simple et original basé sur la norme EN 1062-6 [9] applicable à des revêtements. Le dispositif de quantification étant ici basé sur une fixation du CO2 par de la chaux sodée. Les échantillons testés (φ = 110 mm) peuvent avoir une épaisseur variable. Les avantages de cet essai sont d'une part le faible coût du dispositif chimique de fixation du CO2 comparé à celui d'un analyseur infrarouge ou d'un détecteur précis de conductivité thermique, et d'autre part la facilité de maintien de l'équilibre des pressions dans les cellules donc des conditions de diffusion. En effet, les détecteurs de conductivité thermique courants pompent le gaz à analyser et créent ainsi une dépression dans le circuit. Par ailleurs, dans le but de tester des éprouvettes de béton, il est important que les cellules de diffusion soient de grande dimension. C'est donc le dispositif de Bouzanne que nous avons


adapté pour mesurer le coefficient de diffusion du CO2 dans les bétons carbonatés et auquel nous avons ajouté des sondes thermohygrométriques de contrôle.

2.2 Principe d’un essai de diffusion Le phénomène de diffusion correspond au déplacement d’une molécule dans un milieu sous l’effet d’un gradient de concentration. Ce phénomène est décrit par la première loi de Fick (1) :

)(CgradDJ ⋅−=r

(1) avec, J (mole.m-2.s-1) le flux, D (m2.s-1) le coefficient de diffusion et C (mole.m-3) la concentration. Expérimentalement, un gradient de concentration (C1-C2) est imposé de part et d’autre d’une éprouvette cylindrique d’épaisseur et de surface connue Lorsque le flux unidirectionnel de CO2 dans l’éprouvette est constant, le phénomène de diffusion est dit stationnaire. Dans ce cas, le suivi des quantités de CO2 ayant diffusé au travers de l’échantillon permet de quantifier le coefficient de diffusion de ce gaz DCO2 dans l’échantillon selon l'équation simplifiée (2) :

( )

=−2

1 2CO

aeDS C C

(2)

avec a (mole/s) la quantité de CO2 ayant diffusé dans l’échantillon par unité de temps, e (m) l’épaisseur et S (m2) la surface de l’échantillon et les concentrations de CO2 : C1 (mole/m3) en amont et C2 = 0 (mole/m3) en aval dans le gaz de transport. Le paramètre a est la pente de la droite correspondant au cumul de la quantité de CO2 ayant diffusé au cours du temps pendant la phase stationnaire [10].

2.3 Dispositif expérimental et mode opératoire Le dispositif expérimental est présenté sur la figure 1. Il est constitué d’une cellule de diffusion, d’un ensemble d’outils pour le contrôle des conditions de diffusion et d’un dispositif pour la fixation et la quantification du CO2 [10].


Figure 1. Dispositif expérimental. L’exécution de l’essai repose sur trois étapes décrites précisément dans le mode opératoire [10]. La préparation de l’échantillon sec et carbonaté, la préparation de la chaux sodée et la réalisation de l’essai de diffusion en lui-même. La diffusion du CO2 dans un béton dépend fortement de l’humidité relative de la porosité du béton et de la nature des hydrates du ciment. Pour contrôler le mécanisme de diffusion dans ce matériau complexe, il est nécessaire de maîtriser ces paramètres. L’essai est donc effectué sur un béton sec et carbonaté selon un protocole défini dans [11]. La chaux sodée commerciale utilisée pour le dispositif de fixation du CO2 est séchée et partiellement broyée. Le dispositif est mis en fonctionnement en appliquant une faible différence de pression partielle de CO2 entre les faces de l’échantillon. Au cours de l’essai, la quantité de CO2 ayant traversé l’échantillon est enregistrée par pesée des tubes en U du dispositif de fixation.

2.4 Validation expérimentale du dispositif Tout d'abord, le bon fonctionnement du dispositif a été vérifié en utilisant un matériau modèle, le verre fritté, et un gaz exempt de CO2. Le suivi par pesée de la masse des tubes en U a permis en fait de quantifier une très faible quantité d'eau dans le circuit malgré toutes les précautions prises, de l’ordre de 1.10-10 mole/s. Cette prise de masse est attribuable à l’humidité contenue dans le gaz vecteur. Pour des bétons ordinaires, elle pourra être négligée par rapport à celle due à la fixation du CO2 qui est de l'ordre de 1.10-8 mole/s mais elle limite la quantification du coefficient de diffusion du CO2 à 0,04.10-8 m2/s [12]. Un coefficient de diffusion DCO2 inférieur à cette valeur seuil peut être déterminé si la variation de masse attribuable à l’eau est quantifiée au préalable. Quatre essais de diffusion du CO2 ont été réalisés sur un échantillon très perméable de verre fritté. Les résultats (figure 2) montrent que la capacité de captage du dispositif est importante. On observe que la variation de masse du second tube est nulle tant que le premier tube n’est pas saturé. La cinétique de fixation du CO2 est


donc suffisante. L’avancement de la réaction est également contrôlé visuellement par la coloration bleutée du produit saturé par le CO2 capté.

y = 6,32E-07x - 2,31E-03R2 = 0,9996

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0 14400 28800 43200

Temps (s)

Qua

ntité

de

CO

2 (

mol

e)Tube T1

Tube T2

Masse totale T1+T2

Figure 2. Suivi des masses des tubes contenant de la chaux sodée au cours d’un essai réalisé sur un matériau perméable de verre fritté. Par la suite, seuls les résultats obtenus pendant la phase stationnaire sont présentés. Le coefficient de corrélation de la droite obtenue par régression linéaire des mesures réalisées en phase stationnaire est de 0,9996. Ce coefficient de corrélation, proche de 1, montre que le phénomène de diffusion atteint expérimentalement un régime stationnaire. Les conditions aux limites retenues pour le calcul (concentration en CO2 constante en amont de l'échantillon et nulle en aval) sont donc satisfaites.

3. RESULTATS EXPERIMENTAUX

3.1 Matériaux étudiés Trois bétons formulés avec un ciment CEM I ont été testés par les deux laboratoires disposant d’un appareillage similaire. La composition des bétons testés et leurs porosités sont données dans les tableaux 2 & 3. Nous distinguons ces bétons M25, M40 et M50 par leur résistance à la compression à 28 jours de 22, 41 et 55 MPa. Tableau 2. Caractéristiques et formulation des bétons.

M25 M40 M50 Sable silico-calcaire (0/5) et granulat (4/20) kg/m3 1906 1898 1743 Ciment Portland CEM I 52,5 PM ES Saint Vigor (Lafarge) kg/m3 230 300 410 Eau kg/m3 193 187,4 197 Eau totale / Ciment E/C - 0,84 0,62 0,48 Résistance à la compression Rc28 MPa 21,9 41,0 54,7 Estimation de la teneur en Portlandite à 28 jours % 2,40 3,06 4,24


Tableau 3. Impact de la carbonatation sur la microstructure des bétons.

Porosité accessible à l’eau

Porosité globale déterminée par

intrusion de mercure φ (%) φ (%)

M25 non carbonaté 15,1 14,9 M40 non carbonaté 14,7 13,6 M50 non carbonaté 13,6 11,7 M25 carbonaté 13,7 11,2 M40 carbonaté 11,1 10,0 M50 carbonaté 9,7 8,75

3.2 Caractérisation du coefficient de diffusion du CO2 dans un béton Des essais ont pu être réalisés sur le béton M25 dans les deux laboratoires (figure 3). Chaque laboratoire a testé deux échantillons différents issus de deux gâchées différentes. L’écart moyen dans chaque laboratoire est de 1.10-8m2/s. Le coefficient de diffusion moyen déterminé par les deux laboratoires est de 4,0 ± 1,0.10-8 m2/s.

y = 8,82E-8x - 6,72E-4R2 = 9,88E-1

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0 86400 172800 259200Temps (s)

Qua

ntité

de

CO

2 (

mol

e)

Labo 1 - Essai 1 Labo 1 - Essai 2 Labo 1 - Essai 3

Labo 2 - Essai 1 Labo 2 - Essai 2 Labo 2 - Essai 3

Figure 3. Essais de diffusion sur un béton M25. Les résultats d’essais réalisés sur un béton M40 obtenus dans un laboratoire en répétant l'essai sur un échantillon sont donnés sur la figure 4. Le coefficient de diffusion moyen est égal à 1,0 ± 0,3.10-8m2/s. Les résultats d’essais réalisés sur un béton M50 sont donnés sur la figure 5. Deux essais ont été réalisés sur deux échantillons issus du même béton. La phase stationnaire est bien identifiée dans les deux essais. Le coefficient de diffusion moyen déterminé par les deux laboratoires est de 1,2 ± 0,5.10-8 m2/s.


y = 3,78E-08x - 5,17E-04R2 = 9,98E-01

y = 2,27E-08x - 2,57E-04R2 = 9,97E-01

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0 172800 345600 518400 691200

Temps (s)

Qua

ntité

de

CO

2 (

mol

e)

Labo 2 - Essai 1 Labo 2 - Essai 2

Figure 4. Essais de diffusion sur un béton M40.

y = 4,18E-08x + 3,87E-04R2 = 9,97E-01

y = 2,58E-08x - 5,35E-05R2 = 9,97E-01

0,00

0,01

0,02

0,03

0 172800 345600 518400 691200

Temps (s)

Qua

ntité

de

CO

2

(mol

e)

Labo 1 - Essai 1 Labo 2 - Essai 1

Figure 5. Essais de diffusion sur un béton M50. L'essai est relativement discriminant puisqu'il permet de distinguer le béton M25 des 2 autres. Nos essais montrent que pour une hygrométrie constante (béton sec), le coefficient de diffusion déterminé sur un béton M25 peut être quatre fois plus important que pour un béton M40. Il apparaît que la carbonatation a accentué les différences de propriété de transfert entre un béton M50 et M25. En revanche, les coefficients de diffusion du CO2 dans les bétons M40 et M50 sont très proches. Nos mesures montrent que la carbonatation d’un béton diminue nettement la porosité totale accessible à l’eau (tableau 3). Cette diminution est d’autant plus forte que les quantités d’hydrates initiales (Ca(OH)2, C-S-H) sont importantes. La porosité d’un béton contenant du ciment CEM I dosé à 410 kg/m3 diminue donc fortement (-3,9%) si nous la comparons à la variation de porosité d’un béton M25 dosé à 230 kg/m3 (-1,4%). Toutefois, les modifications de la microstructure d’un béton et donc les propriétés de transfert au cours de la carbonatation ne sont pas similaires dans des


bétons de type M25 et M40 [13]. La carbonatation est associée à une apparition de pores de rayon centré autour de 200 nm alors que les pores plus fins de rayon inférieur à 100 nm sont comblés par les carbonates (figure 6). La carbonatation de la phase cimentaire améliore les propriétés de transfert d’un béton M25. Ceci est en accord avec les résultats d'autres auteurs [1,14] sur des matériaux avec un fort rapport eau sur ciment donc très poreux. La distribution des pores des bétons carbonatés M40 et M50 est par contre très proche.

0

10

20

30

40

50

60

70

1E+0 1E+1 1E+2 1E+3 1E+4 1E+5Rayon des pores (nm)

DV/

Dlo

g(r)

(mm3 .n

m-1.g

-1)

M25 carbonaté

M25 non carbonaté(a)

0

10

20

30

40

50

60

70


DV/

Dlo

g(r)

(mm3 .n

m-1.g

-1)

M40 carbonaté

M40 non carbonaté(b)

0

10

20

30

40

50

60

70


DV/

Dlo

g(r)

(mm3 .n

m-1.g

-1)

M50 carbonaté

M50 non carbonaté(c)

Figure 6. Distribution des pores des bétons M25 (a), M40 (b) et M50 (c) obtenue par intrusion de mercure

4. CALCUL DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DU CO2 DANS LES BETONS

Plusieurs modèles décrivant le processus de carbonatation d’un béton on été développés [1-5,8,15]. Nous nous intéressons ici au calcul d’un coefficient de diffusion par deux modèles : le premier est celui développé par Papadakis et al. [3,4] et le second est celui proposé par Thiery et al. [8,15]. Papadakis et al. évaluent un coefficient de diffusion du CO2 dans un béton sur la base de résultats d’essais obtenus sur des mortiers séchés plusieurs jours à différents taux d’hygrométrie (40 ~90%). L’équation (Eq. (3)) retenue prend en compte le coefficient de diffusion du CO2 dans l’air, l’humidité relative de l’étape de séchage et la porosité de la pâte de ciment constitutive du béton. La porosité de la pâte de béton carbonatée φp est calculée à partir de la formule du béton et de la porosité totale [3]. Ce type d’équation est également utilisé par Houst et Wittmann [5]. Toutefois, l’équation proposée est


différente, ces auteurs considérant que l’impact de l’hygrométrie sur le coefficient DCO2 est faible.

22

8162 100

110641,

,., ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −= − HRD pCO φ (3)

( )baCOCO sDD −= 10

22 φ (4) L’équation retenue par Thiery et al. est différente (Eq. (4)). Ces auteurs prennent en compte, le coefficient de diffusion du CO2 dans l’air ( 0

2COD = 2.10-5 m²/s), la porosité totale du béton carbonaté φ et le taux de saturation s. Les coefficients (a = 2,74 and b = 4,20) sont calculés à partir des travaux de Papadakis et al. Dans le tableau 4, les résultats expérimentaux obtenus sont comparés aux coefficients calculés à partir de ces deux méthodes (Eq. 3 & 4). Tableau 4. Comparaison des coefficients de diffusion obtenus expérimentalement ou calculés.

Béton Porosité accessible à l’eau

Modèle de Papadakis et al.

Modèle de Thiery et al.

Résultats expérimentaux

φ (%) DCO2 (m²/s) DCO2 (m²/s) DCO2 (m²/s) M25 13,7±0,5 2,9±0,2.10-7 5,5±0,5.10-8 4,0±1,0.10-8 M40 11,1±0,5 1,9±0,15.10-7 3,1±0,4.10-8 1,0±0,3.10-8 M50 9,7±0,5 1,1±0,1.10-7 2,2±0,3.10-8 1,2±0,4.10-8

Les calculs et les essais montrent que le coefficient de diffusion du CO2 diminue lorsque la porosité du béton diminue. Les résultats expérimentaux sont proches des valeurs obtenues par calcul selon le modèle de Thiery et al. Les coefficients calculés en appliquant le modèle de Papadakis et al. sont faibles. Ce modèle néglige en effet l’impact de l’humidité, ce qui peut expliquer l’écart constaté avec les essais. La prise en compte de paramètres physiques tels que la porosité et le taux de saturation du béton semblent améliorer la représentativité du modèle développé par Thiery et al. De plus, le taux de saturation utilisé correspond aux quantités d’eau données par les isothermes d’absorption d’eau de matériaux carbonatés [1,5,13] alors que le modèle de Papadakis est basé sur une porosité et une hygrométrie qui dépend essentiellement de la méthode de séchage.

5. CONCLUSION ET PERSPECTIVES Un essai pour la détermination du coefficient de diffusion du CO2 dans un béton a été développé. Des essais réalisés par deux laboratoires permettent de valider son utilisation sur un béton sec et carbonaté. Cet outil permet de quantifier des coefficients de diffusion du CO2 variant de 0,04.10-8 m2/s à 18.10-8 m2/s. Les coefficients de diffusion du CO2 mesurés dans les trois bétons étudiés vont de 1.10-8 m2/s à 4.10-8 m2/s avec une incertitude de l’ordre de 1.10-8 m2/s. Cette incertitude est très importante ; en effet elle intègre les variations des matériaux selon les gâchées et les éprouvettes mais l’incertitude peut être réduite en répétant plusieurs fois chaque essai sur une même éprouvette. Cet essai fournit un outil supplémentaire pour caractériser les performances d’un béton et pour apporter un indicateur de durabilité relatif au phénomène de carbonatation et de diffusion des gaz sans passer par le biais peu représentatif des phénomènes physiques du coefficient des ions chlorure [16,17]. Les travaux à venir


ont pour objectif d’étudier une gamme plus importante de bétons se distinguant par leur résistance au jeune âge et la nature du ciment.

6. REFERENCES [1] Houst Y. F., Influence of microstructrure and water on CO2 diffusion and O2 through cement paste,

In Proc. of the 2nd CANMET/ACI International Conference on "Durability of Concrete", Supplementary papers, 4-9 August 1991, Montreal, Quebec, Canada (Ed. by V.M. Malhotra), pp. 141-159.

[2] Daimon M., Akiba T., Kondo R., Through pore size distribution and kinetics of the carbonation reaction of Portland cement mortars", Journal of the Am. Ceramic Society 54(9) (1971) 423-428.

[3] Papadakis V.G., Vayenas C.G., Fardis M.N., Physical and chemical characteristics affecting the durability of concrete, ACI Mat. Journal 8(2) (1991) 186-196.

[4] Papadakis V.G., Vayenas C.G., Fardis M.N., Fundamental modeling and experimental investigation of concrete carbonation, ACI Mat. Journal 8(4) (1991) 363-373.

[5] Houst Y.F., Wittmann F.H., Influence of porosity and water content on the diffusivity of CO2 and O2 through hydrated cement paste, Cement and Concrete Research 24(6) (1994) 1165-1176.

[6] Klink T., Gaber K., Schlattner E., Setzer M.J., Characterisation of the gas transport properties of porous materials by determining the radon diffusion coefficient, Materials and Structures 32 (1999) 749-754.

[7] Bouzanne M., Etude de faisabilité : Perméabilité au CO2 des revêtements, Rapport scientifique, Opération de recherche OA12 sur "Protection des bétons armés", LREP, Le Bourget, Février 2000, 34 p.

[8] Thiery M., Dangla P., Villain G., Platret G., Massieu E., Druon M., Baroghel-Bouny V., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 252-253 (2004) 153-187.

[9] NF EN 1062-6 November 2002, Paints and vanishes - Coating materials and coating systems for exterior masonry and concrete - Part 6: Determination of carbon dioxide permeability.

[10] Détermination du coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans une éprouvette de béton carbonaté - Méthode d’essai, dans ce document, Partie 3.

[11] Villain G., Thiery M., Roussel P., Détermination par gammadensimétrie de profils de séchage et de carbonatation dans les bétons, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 248 (2004), pp. 49-71.

[12] Pavoine A., Rapport interne d'avancement, Etude de la carbonatation du béton, Rapport scientifique, Opération de recherche 1B021, LREP, Le Bourget, Mai 2004, 33p.

[13] Villain G., Thiery M., Impact of carbonation on microstructure and transport properties of concrete, In : Proceedings of 10th international conference on Durability of Building Materials and Components, 17th to 20th April 2005, Lyon, 8 p.

[14] Ngala V.T., Page C.L., Effects of carbonation on pore structure and diffusionnal properties of hydrated cement pastes, Cement and Concrete Research 27(7) (1997) 995-1007.

[15] Thiery M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires : prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydrique, Thèse ENPC, Marne-la-Vallée, 2005, 331 p.

[16] Baroghel-Bouny V. et al., Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages - Maîtrise de la durabilité vis-à-vis de la corrosion des armatures et de l'alcali-réaction - Etat de l'art et guide pour l'élaboration d'une démarche performantielle et prédictive sur la base d'indicateurs de durabilité, Documents scientifiques et techniques de l'Association Française de Génie Civil (AFGC, Paris, juillet 2004), 252 p.

[17] Villain G., Pavoine A., Thiery M., Measurement of Carbon Dioxide Diffusion Coefficient of Concrete, In Proceedings of 7th International Conference on "Durability of Concrete", Ed. by V. M. Malhotra, Montreal, Canada, May 28, June 3, 2006, 16 p.


DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DE LA VAPEUR D’EAU DANS LES BETONS CARBONATES ET NON CARBONATES

G. Villain(1,2), V. Baroghel-Bouny(1), J.F. Bouteloup(1) (1) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris (2) Division Reconnaissance et Mécanique des Sols, LCPC, Nantes Résumé Cet article présente l’essai à la coupelle utilisé pour déterminer le coefficient global de diffusion de la vapeur d’eau. Dans cet article et dans un premier temps, les résultats sont exploités sous l’hypothèse qu’il s’agit de diffusion pure, de vapeur d'eau, de manière classique. L’étude a pour objet de déterminer l’évolution du coefficient de diffusion obtenu pour un béton M25 en fonction de l’humidité relative moyenne à laquelle l’échantillon est soumis et, de montrer l’influence de la carbonatation sur ce coefficient de transfert. Sur des échantillons de béton M25 non carbonaté (M25-NC) et carbonaté (M25-C), 6 couples d’humidité ont été testés. Quelle que soit l’humidité relative moyenne, les résultats montrent que le coefficient de diffusion du béton M25-C est supérieur à celui du M25-NC, bien que la porosité globale du matériau diminue lors de la carbonatation. Par ailleurs, plus l’humidité relative moyenne est élevée, plus le coefficient de diffusion est élevé, aussi bien pour le M25-NC que pour le M25-C. Des hypothèses d’analyse et des pistes de recherche sont finalement proposées. Mots-clés Béton – Coefficient de diffusion – Vapeur d’eau – Carbonatation – Durabilité.

1. INTRODUCTION La caractérisation des transferts de vapeur d’eau dans les bétons est importante étant donné que les mécanismes de dégradation d’un matériau sont liés aux échanges hydriques avec l’environnement, au séchage et à l’humidification de ce matériau. La durabilité du matériau est donc conditionnée par ses propriétés de transfert d’eau liquide ou gazeuse, qui sont définies comme des indicateurs de durabilité généraux dans le guide AFGC [1]. En outre, la carbonatation des matériaux cimentaires modifie leur microstructure et leurs propriétés de transfert comme cela a notamment été observé par [2-5]. L’étude présentée dans cet article a donc pour objectifs de définir un protocole d’essai pour quantifier un coefficient de diffusion de la vapeur d’eau dans les matériaux cimentaires (pâtes, mortiers et bétons) à différentes humidités relatives d’une part et, d’autre part, de déterminer l’effet de la carbonatation sur les transferts de vapeur d’eau à différentes humidités relatives moyennes (de HR = 22 à 90%).


Précisons toutefois que cet essai à la coupelle permet de mesurer un coefficient de transport hydrique global Dv+Dl incluant deux modes de transport concomitants : la diffusion de la vapeur d’eau Dv sous l’effet d’un gradient d’humidité relative HR et la filtration de l’eau liquide Dl = f(kl) sous l’effet d’un gradient de pression capillaire, comme l’explicite Daïan dans [6]. Pour simplifier, on assimile le coefficient de transport hydrique global obtenu à un coefficient de diffusion de la vapeur d'eau (D), tout en sachant que cette terminologie et l’hypothèse d’exploitation est réductrice. Ce type d'exploitation est similaire à celui de la norme [7].

2. PRESENTATION DE LA CAMPAGNE EXPERIMENTALE Parmi les auteurs qui se sont intéressés à la détermination du coefficient de diffusion de la vapeur d’eau ou de la diffusivité hydrique dans les matériaux cimentaires, citons quelques travaux. Les auteurs ont abordé ce problème soit selon une approche directe [8,9], soit indirecte [10,11], en exploitant des essais de séchage isotherme. Le dispositif utilisé pour les travaux présentés ici a été mis au point par Godin [9] et a fait l’objet d’une étude comparative avec des dispositifs conçus selon la norme [7] dans le cadre du groupe de travail RGCU « Mesure des grandeurs associées à la durabilité des bétons ». Cette étude comparative ainsi que l’étude présentée ici ont permis d’élaborer et de publier un mode opératoire [12].

2.1 Principe d’un essai de diffusion Le principe de l’essai consiste à faire diffuser une quantité de vapeur d'eau à travers un disque de béton sous l’action d’une différence d’humidité relative ou de concentration en vapeur d’eau. Le phénomène de diffusion est décrit par la première loi de Fick (1).

)(CgradDJ ⋅−=r

(1) avec J (mole.m-2.s-1) le flux, D (m2.s-1) le coefficient de diffusion et C (mole.m-3) la concentration en vapeur d’eau. Un disque de béton d’une épaisseur e constitue une séparation entre deux compartiments d’une cellule ou règnent deux ambiances à deux humidités relatives différentes h1 et h2 contrôlées à l’aide de solutions salines saturées (où h1 > h2). Lorsque le flux unidirectionnel de vapeur d’eau dans l’éprouvette est constant, le régime permanent est atteint. Pour la coupelle dont la solution saline contrôle l’humidité relative h1, le coefficient de diffusion global de la vapeur d’eau D1 (m2.s-1) est calculé entre les instants ti et ti+1, à partir des pesées de la coupelle 1, M1i et M1i+1 (kg) réalisées aux temps ti et ti+1 (s), en régime permanent:

)()()()(

2h1he1J

2h1he

ttS1M1M

1Dvsvsi1i

i1i

−=

−−−

=+

+

ρρ (2)

avec )()(

i1i

i1i

ttS1M1M

1J−

−=

+

+ (3)

où J est la densité de flux (en kg.m-2.s-1) à travers la surface de l’échantillon S (m2) d’épaisseur e (m) et ρvs (kg/m3) la densité de la vapeur saturante à 20°C. De même, on calcule le coefficient de diffusion D2 entre les instants ti et ti+1, à partir des pesées de la coupelle 2. Dans le cas idéal d’un dispositif parfaitement étanche, on a D1 = D2. En fait, la différence entre D1 et D2 permet de quantifier les fuites du dispositif et donc d’approcher les erreurs de la mesure pour chaque coupelle (§ 3.4).

2.2 Dispositif expérimental et mode opératoire Le dispositif expérimental est constitué d’un cylindre en PVC fermé par deux bouchons filetés en PVC (voir figure 1). L’échantillon circulaire de béton, placé au


centre du cylindre sur une couronne, sépare hermétiquement deux compartiments où sont maintenues les deux humidités h1 et h2. La coupelle contenant la solution saline saturée h1 est disposée sur le bouchon inférieur et la coupelle contenant la solution saline saturée h2 (compartiment supérieur) est disposée sur un support permettant de bons échanges hydriques. Les bouchons filetés présentent l’avantage de permettre l’accès aux deux compartiments donc aux deux coupelles. Pour chaque disque de béton, un dispositif est nécessaire. Les dispositifs sont placés dans une salle régulée en température à T = 20 ± 2°C. La mesure consiste à peser les coupelles contenant ces solutions salines à intervalles réguliers pendant une période suffisamment longue pour atteindre le régime permanent. Ainsi, les pesées sont réalisées à 2 jours, 7 jours, 14 jours puis tous les 14 jours pendant une durée au moins égale à 180 jours (6 mois). A chaque pesée, on vérifie que les solutions salines sont saturées, i.e. que les phases liquide et solide coexistent et sont présentes en quantité suffisante.

Figure 1. Dispositif expérimental [9]

2.3 Programme expérimental Après une cure dans l’eau de plusieurs mois, des éprouvettes φ11x22 cm de béton M25 (voir tableau 1) ont été sciées de manière à obtenir 24 tranches d’épaisseur environ égale à 6 mm. 12 tranches (notées C) ont été séchées dans un dessiccateur à HR = 53% au dessus d’une solution saline saturée puis carbonatées à HR = 53% selon le mode opératoire [13] pendant 1 mois puis placées dans un dessiccateur contenant de l’eau afin de les resaturer. Les 12 autres tranches (notées NC) sont restées à HR ≈ 100% dans un dessiccateur contenant de l’eau. Le préconditionnement de l’essai à la coupelle consiste à amener les tranches à l’humidité visée, correspondant à h1, par séchage par paliers successifs de HR dans des dessiccateurs, jusqu’à atteindre un équilibre relatif défini par une perte relative de masse inférieure à 0,01% entre 2 pesées consécutives espacées de 1 semaine au minimum [12].


Quand l’équilibre est atteint, 3 tranches sont placées dans 3 dispositifs (coupelles) et exposées mêmes conditions d’essai : les coupelles 1 et 2 contenant respectivement les solutions salines contrôlant les humidités relatives h1 et h2. La campagne se déroule ensuite selon le tableau 2. Les solutions salines utilisées sont celles recommandées par la norme [14] et données dans [12]. Les 6 éprouvettes carbonatées et les 6 non carbonatées restantes sont utilisées pour déterminer des équilibres plus stables afin d’obtenir les points des isothermes de désorption selon la méthode décrite par Baroghel-Bouny [10]. La connaissance de l’isotherme de désorption permet en effet, de calculer la diffusivité à la vapeur d’eau du matériau étudié : la diffusivité est égale au coefficient de diffusion divisé par la pente de l’isotherme à l’humidité hmoy (moyenne de h1 et h2). Tableau 1. Caractéristiques du béton M25 Sable silico-calcaire (0/5) granulat (4/20) kg/m3 1906 M25-NC 14,9 Ciment CEM I 52,5 PM ES St Vigor (Lafarge) kg/m3 230

Porosité globale par porosimétrie au mercure

φ (%) M25-C 11,2 Eau kg/m3 193 Eau totale / Ciment E/C - 0,84 M25-NC 15,1 Résistance à la compression Rc28 MPa 21,9

Porosité accessible à l’eau φ (%) M25-C 13,7

Tableau 2. Couples d’humidités imposés aux coupelles

Eprouvettes Humidités relatives

M25 non carbonaté M25 carbonaté h1 (%) h2 (%) hmoy (%) Incertitude

sur hmoy (%)1-NC / 2-NC / 3-NC 1-C / 2-C / 3-C 100 81,3 90,7 ± 0,5 1-NC / 2-NC / 3-NC 1-C / 2-C / 3-C 90,4 75,5 83,0 ± 0,4 4-NC / 5-NC / 6-NC 4-C / 5-C / 6-C 75,5 54,4 65,0 ± 0,3 4-NC / 5-NC / 6-NC 4-C / 5-C / 6-C 65 43,2 54,1 ± 0,4 1-NC / 2-NC / 3-NC 1-C / 2-C / 3-C 54,4 33,1 43,8 ± 0,3 4-NC / 5-NC / 6-NC 4-C / 5-C / 6-C 54,4 33,1 43,8 ± 0,3 1-NC / 2-NC / 3-NC 4-C / 5-C / 6-C 33,1 11,3 22,2 ± 0,3

3. RESULTATS ET ANALYSE

3.1 Séchage et isotherme de désorption Le séchage des éprouvettes par paliers d’humidité relative (HR) permet d’observer un premier effet de la carbonatation sur le béton étudié. La figure 2 montre le suivi de masse entre 90,4 et 75,5% (a) et entre 75,5 et 65% (b). Le béton carbonaté perd moins d’eau et atteint un équilibre relatif plus rapidement que le béton non carbonaté, phénomène qui a été observé pour tous les paliers de 90,4 à 11,3%. De plus, pour le palier de séchage entre 100 et 90,4%, la cinétique de séchage durant les 7 premiers jours est plus rapide pour le M25-C que pour le M25-NC (courbe présentée dans [5]). Les pores sont vidangés plus rapidement. En effet, le béton carbonaté contient moins d’eau lorsqu’il est saturé parce qu’il est moins poreux. Par ailleurs, on pourrait supposer que la porosité est mieux connectée. Par conséquent, la courbe de désorption isotherme obtenue pour le M25-C carbonaté est beaucoup plus aplatie que pour le matériau sain M25-NC (figure 3), en accord avec les résultats sur pâtes de ciment de Houst et Wittmann [3]. Notons aussi que les isothermes ont été obtenues avec 2 séries d’éprouvettes, de porosités différentes, ce qui explique la dispersion des résultats notamment pour le M25-NC.


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 56 112 168 224 280 336 392Temps (jours)

Perte

rela

tive

de m

asse

(%)

moyenne M25_NC

moyenne M25_C

(a)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 56 112 168 224 280 336 392Temps (jours)

Perte

rela

tive

de m

asse

(%)

moyenne M25_NC

moyenne M25_C

(b)

Figure 2. Comparaison des pertes relatives de masse des bétons carbonaté et non carbonaté (a) entre HR = 90,4% et 75,5% (b) entre HR = 75,5 et 65%

0

1

2

3

4

5

0 20 40 60 80 100

Humidité Relative imposée (%)

Per

te re

lativ

e de

mas

se (%

) M25-NC

M25-C

Figure 3. Isothermes de désorption du béton M25-C carbonaté et M25-NC non carbonaté

3.2 Suivi de la masse des coupelles, répétabilité des mesures Après fixation de 3 échantillons par matériau dans les dispositifs de l’essai à la coupelle, la quantité d’eau ayant "traversé" l’échantillon est mesurée par pesée. Il est alors possible de suivre l’évolution de l’eau évaporée de la coupelle 1 (figure 4-(a) h1=90,4%) et l’eau condensée dans la coupelle 2 (figure 4-(b) h2=75,5%). Pour le M25-NC et le M25-C et, pour ce couple (h1,h2) comme pour les autres, on observe : une bonne répétabilité des mesures sur les 3 échantillons malgré le caractère hétérogène du béton et la faible épaisseur de la tranche (e ≈ 6,0±0,5 mm). La surface de transfert (S ≈ 50,3 cm²) peut donc être considérée comme représentative du matériau ; le coefficient de régression linéaire (calculé sur 5 points) se rapproche de 1 puis reste constant (de l’ordre de 0,9998), ce qui permet de vérifier que le régime permanent est atteint (voir le paragraphe suivant) ; les fuites de chaque dispositif peuvent être évaluées. En effet, une fuite du compartiment 1 (h1 = 90,4%) vers la salle climatisée HR ≈ 60% accroît l’évaporation et augmente la perte d’eau (a) alors que la fuite du compartiment 2 (h2 = 75,5%) vers


la salle diminue la prise de masse de la coupelle 2. Par conséquent, l’écart entre les 2 coupelles permet de quantifier les fuites donc les erreurs de mesures. La moyenne entre les variations de masse des 2 coupelles permet de se rapprocher de la quantité d’eau réelle ayant "traversé" le matériau (voir la figure 5).

0

5

10

15

20

25

0 28 56 84 112 140 168 196Temps (jours)

Varia

tion

de m

asse

(g)

NC-1 h1=90%NC-2 h1=90%NC-3 h1=90%MOY h1=90%

régime transitoire

régime permanent

(a)

0

5

10

15

20

25

0 28 56 84 112 140 168 196

Temps (jours)

Varia

tion

de m

asse

(g)

NC-1 h2=75,5%

NC-2 h2=75,5%

NC-3 h2=75,5%MOY h2=75,5%

(b)

régime transitoire

régime permanent

Figure 4. Valeur absolue des variations de masse des coupelles (90,4%,75,5%) (a) 3 échantillons, h1 = 90,4% (b) 3 échantillons, h2 = 75,5%

y = 0,0986x + 2,8058R2 = 0,9992

y = 0,0815x + 4,0781R2 = 0,9999

y = 0,0644x + 5,3504R2 = 0,9965

0

5

10

15

20

25

0 28 56 84 112 140 168 196Temps (jours)

Var

iatio

n de

mas

se (g

)

MOY h2=75,5%MOY h1=90%MOYENNE h1,h2

Figure 5. Suivi de masse des coupelles (90,4%, 75,5%) : moyenne des 3 échantillons en régime permanent De plus, notons que ces fuites ont été considérablement diminuées en étanchant l’extérieur des dispositifs au niveau des pas de vis d’assemblage des éléments en PVC (voir figure 6).

3.3 Incertitude de mesure Les incertitudes de mesure du coefficient de diffusion par cet essai à la coupelle ont deux causes principales : le caractère hétérogène du matériau et l’étanchéité du


dispositif vis-à-vis de l’extérieur. L’incertitude due aux hétérogénéités est évaluée par l’écart moyen de variation de masse sur les 3 échantillons (figure 4) et celle due aux fuites par l’écart de variation de masse entre la coupelle 1 et la coupelle 2 (figure 5). Pour chaque couple (h1,h2), l’incertitude de mesure est calculée sur les valeurs obtenues lors des 5 dernières échéances de mesure, tout comme la valeur moyenne.

3.4 Calcul des coefficients de transfert et analyse des résultats Les flux de vapeur J1 et J2 ont été calculés selon la formule (3) pour chaque coupelle à h1 et à h2 et donnent un encadrement de la valeur moyenne J. Les figures 6 et 7 donnent deux exemples d’évolution de J, J1 et J2 pour M25-C et M25-NC. On note que plus h1 et h2 sont faibles, plus on atteint rapidement le régime permanent. Les coefficients de diffusion D, D1 et D2 sont calculés de manière semblable (équation (2)). Enfin, les valeurs de D, étudiées en fonction de l’humidité relative moyenne hmoy (figure 8), correspondent à la moyenne sur les 5 dernières échéances de mesure, en régime permanent.

5,0E-08

1,0E-07

1,5E-07

2,0E-07

2,5E-07

3,0E-07

0 30 60 90 120 150 180 210Temps (jours)

Flux

J d

e la

vap

eur d

'eau

(kg/

m²/s

) .

M25-C, h1 = 75,5%M25-C, h2 = 54,4%M25-C, hmoy = 65%M25-NC, h1 = 75,5%M25-NC, h2 = 54,4%M25-NC, hmoy = 65%

Application de silicone pour limiter les fuites

régime transitoire régime permanent

Figure 6. Flux de vapeur d’eau à travers les échantillons de béton M25 : coupelle 75,5-54,4%


1,0E-10

5,0E-08

1,0E-07

1,5E-07

2,0E-07

2,5E-07

3,0E-07

0 30 60 90 120 150 180 210Temps (jours)

Flux

J d

e la

vap

eur d

'eau

(kg/

m²/s

) .

M25-C, h1 = 33%M25-C, h2 = 11%M25-C, hmoy = 22%M25-NC, h1 = 33%M25-NC, h2 = 11%M25-NC, hmoy = 22%

régime transitoire

régime permanent

Figure 7. Flux de vapeur d’eau à travers les échantillons de béton M25 : coupelle 33,1-11,3% Tout d’abord, la figure 8 montre que le coefficient de diffusion du béton carbonaté DC est supérieur au coefficient de diffusion du béton non carbonaté DNC, pour tous les couples (h1,h2) étudiés. La carbonatation, induisant pour les bétons formulés à base de CEM I une diminution de la porosité globale (tableau 1), on s’attendrait à ce qu’elle entraîne une réduction du coefficient de transport. Or, la carbonatation induit également un changement de la microstructure, le pic caractéristique des pores est déplacé vers les plus gros pores, notamment pour le M25 (figure 9) [5,15]. Cette microstructure plus grossière peut expliquer que DC > DNC. Il est intéressant de noter qu’un effet semblable de la carbonatation est observé sur la perméabilité aux gaz et à l’eau liquide du M25 par Villain et Thiéry [5], et sur le coefficient des ions chlorures de pâte de ciment Portland ordinaire par Ngala et Page [4]. Ces auteurs expliquent ce phénomène par l’augmentation de la part de la porosité capillaire lors de la carbonatation. Ensuite, on remarque sur la figure 8, que plus hmoy est faible, plus le coefficient de diffusion est faible pour M25-C comme pour M25-NC. On peut supposer que cela est dû à l’effet de Knudsen, qui diminue le coefficient de diffusion par choc contre les parois des pores [6].Selon [3 et 10], la diffusion est « normale » ou « libre » dans des pores de rayon r>10λ/2, de Knudsen dans les pores de r<λ/2 et mixte pour les pores de taille intermédiaire (λ est le libre parcours moyen de la molécule d’eau). Pour λ ≈ 100 nm, 5 à 7% des pores en volume pour le M25-NC contre 10 à 12% pour le M25-C sont tels que r > 10λ/2. Par conséquent, le béton non carbonaté sera plus sensible à l’effet de Knudsen, que le béton carbonaté. Enfin, le coefficient du M25-NC pour le couple (90,4 ; 100) n’évolue plus de la même manière. Cela pourrait provenir : soit d’une moins bonne précision des mesures, soit d’un fort effet de la saturation (face exposée à 100%) sur le passage disponible et de la tortuosité de ce béton, effet expliqué par Daïan [6]. soit d’une plus forte influence de la phase liquide qui rendrait l’hypothèse de diffusion de la vapeur d’eau encore plus discutable.


Pour l’ensemble de ces observations, il serait nécessaire d’approfondir l’analyse en tenant compte des transferts de la vapeur d’eau et de l’eau liquide ainsi que de l’effet de Knudsen.

0,E+00

1,E-07

2,E-07

3,E-07

4,E-07

5,E-07

6,E-07

7,E-07

8,E-07

0 20 40 60 80 100

HR moy imposée (%)

Coe

f de

diffu

sion

de

la v

apeu

r d'e

au

(m²/s

)M25_C

M25_NC

Figure 8. Evolution du coefficient de diffusion global de la vapeur d'eau du M25-C et du M25-NC en fonction du l’humidité relative moyenne du couple (h1,h2)

0

10

20

30

40

50

60

70


DV/

Dlo

g(r)

(mm3 .n

m-1.g

-1)

M25 carbonaté

M25 non carbonaté

(a)

0

10

20

30

40

50

60

70


Volu

me

cum

ulé

(mm3 .g

-1)

M25 carbonaté

M25 non carbonaté

(b)

Figure 9. Distribution des pores (a) et volume cumulé (b), déterminés par porosimétrie par intrusion de mercure, du béton M25 carbonaté et non carbonaté

4. CONCLUSION ET PERSPECTIVES Un essai pour déterminer le coefficient de diffusion de la vapeur d’eau dans les bétons, développé au LR d’Angers [9], a été mis en œuvre pour étudier l’influence de la carbonatation sur la diffusion de la vapeur d’eau dans un béton M25. Des essais ont été réalisés sur béton carbonaté et non carbonaté à différents couples d’humidité relative correspondant aux valeurs moyennes 22,2/43,8/54,1/65,0/83,0/90,7%. Les mesures sont répétables, le régime permanent est atteint et les incertitudes de mesures ont été évaluées. Les résultats montrent que la carbonatation du béton M25 formulé à base de ciment CEM I induit un séchage plus rapide et une augmentation du coefficient de diffusion, bien que la porosité globale diminue. Cela peut être expliqué par la modification de la


microstructure : les pores les plus fins sont comblés alors que des pores plus grossiers et bien connectés apparaissent. Les résultats montrent également que le coefficient de diffusion diminue lorsque hmoy diminue (hmoy < 90,7% pour M25-C et hmoy < 83,0% pour M25-NC), ce qui pourrait être expliqué par l’effet de Knudsen. En conclusion, l’exploitation de ces mesures a été réalisée sous l’hypothèse restrictive que les transferts de masse dans les dispositifs à la coupelle étaient dus à la diffusion de la vapeur d’eau. Cette hypothèse a fourni des résultats intéressants mais pour approfondir l’analyse, il s’avère nécessaire de prendre en compte les différents phénomènes intervenant dans le transfert d’eau à travers une tranche de béton lors d’un essai à la coupelle.

5. REFERENCES [1] Baroghel-Bouny, V. et al. Conception des bétons pour une durée de vie donnée des ouvrages –

Maîtrise de la durabilité vis-à-vis de la corrosion des armatures et de l’alcali réaction - Etat de l’art et Guide pour la mise en ouvre d’une approche performantielle sur la base d’indicateurs de durabilité, Documents scientifiques et techniques de l'AFGC, juillet 2004, 252 p.

[2] Papadakis V. G., Vayenas C. G., and Fardis M N., Physical and chemical characteristics affecting the durability of concrete, ACI Materials Journal, march-april 1991, Vol. 8, n°2, p. 186-196.

[3] Houst, Y. F. and Wittmann, F. H., Influence of porosity and water content on the diffusivity of CO2 and O2 through hydrated cement paste, Cement and Concrete Research, Vol. 24 N°6, 1994, pp.1165-1176.

[4] Ngala, V.T. and Page, C.L., Effects of carbonation on pore structure and diffusionnal properties of hydrated cement pastes, Cement and Concrete Research, 1997, Vol. 27, N°7, pp. 995-1007.

[5] Villain, G. and Thiery, M., Impact of carbonation on microstructure and transport properties of concrete, In Proceedings of 10th international conference on Durability of Building Materials and Components, 17th to 20th April 2005, Lyon, 8 p.

[6] Daïan J-F., ‘Evaluation des propriétés de transfert dans les matériaux cimentaires’, Revue Française du Génie Civil (RFGC), 2001, 5[2-3], p.179-202.

[7] NF EN ISO 12572 (octobre 2001) – Performance hygrothermique des matériaux et produits pour le bâtiment - Détermination des propriétés de transmission de la vapeur d'eau, AFNOR, 32 p.

[8] Delcelier, P., Transferts de vapeur, Cahiers du CSTB, 1989, 298[2322], p.1-18.

[9] Godin, J., Détermination de la perméabilité et de la diffusivité à la vapeur d'’’eau d'’’un béton par la méthode à la coupelle, Actes des Journées Techniques des LPC, Bordeaux (France), 8-9 march 2000, p.65-71.

[10] Baroghel-Bouny, V., Caractérisation des pâtes de ciment et des bétons, Méthodes, Analyse, interprétations, L.C.P.C., Paris, 1994, 468 p.

[11] Perrin, B., Baroghel-Bouny, V. and Chemloul, L. Méthode de détermination de la diffusivité hydrique de pâtes de ciment durcies (Methods of determination of the hydric diffusivity of hardened cement pastes), Materials and structures, Vol 31, May 1998, p.235-241.

[12] Méthode à la coupelle : détermination de la perméabilité à la vapeur d’eau des bétons, In. "GranDuBé - Grandeurs associées à la Durabilité des Bétons" sous la direction de G. Arliguie et H. Hornain, AFGC-RGCU, Presses de l'ENPC, 2007.

[13] Carbonatation accélérée des bétons durcis - Nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai proposées par les LPC, dans ce document, Partie 3.

[14] NF EN ISO 12571 (octobre 2000) – Performance hygrothermique des matériaux et produits pour le bâtiment - Détermination des propriétés de sorption hygroscopique, AFNOR, 22 p.

[15] Thiery M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires - Prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydriques, Thèse ENPC, LCPC, Paris (2005), 333p.


PROFILS DE CARBONATATION DANS LES BETONS : ANALYSE THERMOGRAVIMETRIQUE COUPLEE A L'ANALYSE CHIMIQUE ET GAMMADENSIMETRIE

G. Villain(1,2), G. Platret(3), M. Thiery(1), E. Massieu(3), P. Roussel(1) (1) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris (2) Division Reconnaissance et Mécanique des Sols, LCPC, Nantes (3) Service Physico-Chimie des Matériaux, LCPC, Paris Résumé La carbonatation est un phénomène de dégradation des ouvrages en béton armé. En vue de prévoir la durée de vie de ces structures, il est nécessaire d’établir des modèles prédictifs, de les valider et de suivre l’avancée de la carbonatation. Dans ce but, des méthodes de détermination des profils de carbonatation sont indispensables. L’objectif de cet article est de présenter les deux méthodes développées au LCPC et de montrer qu’elles constituent de bons témoins de l’avancée de la carbonatation. La gammadensimétrie est une méthode rapide, commode, non destructive pour surveiller le processus de carbonatation pendant l'essai accéléré en laboratoire. Cette méthode est basée sur l'augmentation de masse due à la pénétration et à la fixation du dioxyde de carbone (CO2). Elle mesure la quantité de totale CO2 pénétrée dans le béton. Une deuxième méthode combine l'analyse thermogravimétrique et l’analyse chimique (ATG-AC); elle présente l'avantage de donner la teneur en ciment de l’échantillon prélevé dans une structure en béton. Ainsi, l’ATG-AC permet de mesurer le CO2, qui a réagi avec les hydrates du ciment. Les résultats, obtenus sur plusieurs bétons après carbonatation accélérée ou naturelle sur site, sont analysés, comparés entre eux et comparés aux essais classiques de pulvérisation de phénolphtaléine. Enfin, ces témoins de durée de vie sont employés pour valider les profils de carbonatation calculés par le modèle prédictif développé au LCPC. Mots-clés Béton - Carbonatation - Durabilité - Profils - Témoins de durée de vie.

1. INTRODUCTION Le phénomène étudié est la carbonatation du béton d'enrobage. Quand l'acier est enrobé de béton, il est entouré d'un milieu poreux contenant une solution aqueuse avec un pH environ égal à 13,5. C'est pourquoi, les armatures en acier sont protégées de la corrosion par une couche de passivation. Mais le dioxyde de carbone pénètre dans le béton, se dissout et progressivement réduit le pH de la solution interstitielle des pores, jusqu'à une valeur inférieure à 9, à laquelle les


armatures sont susceptibles de se corroder [1,2]. Le fendage d'une éprouvette et la pulvérisation d'un indicateur coloré de pH (phénolphtaléine ou thymolphtaléine) est une méthode classique définissant une profondeur de carbonatation (Pc), résultat du processus de carbonatation. Cette profondeur Pc peut être comparée à la plupart des modèles qui considèrent que le phénomène est instantané et conduit à un front raide de carbonatation, par exemple [3]. Mais des résultats expérimentaux ([4] notamment et ceux cités dans [5]) ont montré que les fronts ne sont pas raides, ce qui peut être expliqué par la cinétique des différentes réactions intervenant dans le processus de carbonatation [6,7]. En outre, les modèles ne donnent en général pas le profil de pH mais la quantité de CO2 ayant pénétré dans le matériau poreux en fonction du temps, [8] par exemple. Pour ces 2 raisons, il a fallu développer des méthodes expérimentales donnant une mesure quantitative, fiable et précise des profils de teneur en CO2 dans les bétons soumis à la carbonatation [5,9,10]. Dans le contexte actuel, il s'avère nécessaire, d'une part, d'estimer la durée de vie initiale ou résiduelle des ponts et tunnels du patrimoine d'ouvrages en s'appuyant sur les indicateurs de durabilité mesurés à un moment donné de la vie de l'ouvrage et des modèles physico-chimiques de dégradation. D'autre part, il est aussi important de suivre l’évolution des dégradations par des témoins de durée de vie en s’appuyant sur des méthodes expérimentales quantitatives permettant de valider les modèles. Cette démarche performantielle a été proposée notamment par le groupe français de l'AFGC piloté par Baroghel-Bouny [11]. Par conséquent, les objectifs de cet article sont de : -présenter les 2 méthodes développées pour obtenir des profils de carbonatation dans des éprouvettes de laboratoire ou des carottes prélevées sur site ; -les comparer avec les profondeurs de carbonatation Pc à la phénol ; -montrer qu’elles constituent d’excellents témoins de durée de vie, et qu’elles permettent de valider des modèles de carbonatation, en particulier le modèle développé au LCPC par Thiery [6,12].

2. PROCEDURE EXPERIMENTALE

2.1 Vieillissement et prélèvement sur site des carottes de béton Dans le cadre du projet national "BHP2000", une étude expérimentale [13-15] a été entreprise sur des éprouvettes conservées en laboratoire ou sur des corps d’épreuve vieillissant en conditions naturelles sur site, pendant plusieurs années. Le but de cette étude était de suivre l’évolution de la microstructure et des indicateurs de durabilité de 15 bétons dont la résistance à la compression variait de 20 à 120 MPa, dans des conditions climatiques différentes. Parmi ces matériaux, deux bétons différents, formulés avec du ciment CEM I, sont étudiés ici plus en détail : le béton appelé M25, de résistance moyenne à la compression à 28 jours (Rc28) égal à 24 MPa et le béton M50 de résistance Rc28 = 54,5 MPa (voir Tableau 1). Des corps d'épreuve ont été fabriqués et placés sur 4 sites différents, aux conditions climatiques spécifiques. Les mesures sont réalisées sur des carottes prélevées après 1 an, 2 et 4 ans de vieillissement [14]. Par la suite, seuls les résultats de 2 sites sont donnés : celui de Melun et celui de La Maurienne.


Tableau 1. Caractéristiques et formulation des bétons. M25 M40 M50

Sable silico-calcaire (0/5) et granulat (4/20) kg/m3 1906 1898 1743 Ciment CEM I 52,5 PM ES Saint Vigor (Lafarge) kg/m3 230 300 410

Eau kg/m3 193 187,4 197 Eau totale / Ciment (E/C) - 0,84 0,62 0,48

2.2 Préparation des carottes de béton en laboratoire Pour la carbonatation accélérée en laboratoire, les bétons M25, M50 et un béton M40 (Rc28 = 40,7 MPa) ont été choisis (voir Tableau 1). Après une cure sous eau de 90 jours à 20°C, les éprouvettes φ11X22 cm ont été sciées perpendiculairement à leur axe pour obtenir des éprouvettes de 10 cm de hauteur. Ces éprouvettes, protégées par une double couche d'aluminium adhésif sur le pourtour, ont été séchées progressivement dans un four à 60°C, à une humidité relative contrôlée HR = 65%, pendant 28 jours. Enfin, elles ont été placées dans une enceinte de carbonatation à 20°C avec une teneur en CO2 de 50%, à HR = 65%, pendant 28 jours [16].

2.3 Gammadensimétrie La gammadensimétrie est basée sur l'absorption des rayons gamma par la matière et permet la mesure locale et précise de la densité. Par des mesures à différents instants lorsque l'état du matériau varie, les auteurs ont montré que la gammadensimétrie est très efficace pour déterminer les profils de teneur en eau et en dioxyde de carbone en fonction de la profondeur [17,9]. Ainsi, cette méthode non destructive permet de suivre l'évolution au cours du temps du séchage et de la carbonatation. Cependant, comme il est nécessaire de posséder un état de référence non carbonaté, elle n'est pas conseillée pour déterminer un profil de carbonatation dans une carotte d'ouvrage. Il est en effet très délicat de distinguer les variations de densité en surface dues à des effets de coffrage, de dessiccation précoce, de défaut d'hydratation ou de dégradation chimique.

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Profondeur (mm)

Deg

ré d

e sa

tura

tion

(%)

M25

M40

M50

Figure 1. Taux de saturation obtenus par gammadensimétrie à l’issue du séchage. Ici, les mesures sont réalisées sur les cylindres de 10 cm de haut avant et après le séchage. L'instant t0 correspond à la fin du séchage et au début de la carbonatation accélérée. Les mesures destinées à suivre la carbonatation ont été faites à 7, 14 et 28 jours. La teneur en CO2 (mol/m3), valeur comparable à celle du modèle décrit ci-


dessous, est calculée par l'écart de densité entre un instant quelconque et t0, divisé par la masse molaire du CO2. En effet, il a été montré dans [17,9], que les variations de densité durant la carbonatation accélérée sont uniquement dues à ce processus. Pour plus de précisions, il est possible de se reporter au mode opératoire [18].

2.4 Analyse thermogravimétrique couplée à l’analyse chimique L'analyse thermogravimétrique (ATG) est une méthode d'analyse connue. Elle consiste à chauffer progressivement et régulièrement un échantillon de 20 à 1100°C et à peser continûment les gaz issus de la décomposition des produits : l'eau pour la portlandite (Ca(OH)2) et le CO2 pour le carbonate de calcium (CaCO3) par exemple pour les matériaux cimentaires. Elle a été utilisée dans la littérature pour déterminer des profils de carbonatation dans les pâtes de ciment [19] et dans les bétons [4,20]. L'apport essentiel de la procédure utilisée dans cette étude est l'analyse chimique (AC) après attaque acide, qui est associée à l'ATG. En effet, l'AC est indispensable pour mesurer la quantité de ciment présente dans la poudre de béton prélevée donc pour déterminer précisément le profil de carbonatation [5,10]. Le mode opératoire [18] explicite la méthode. A l'échéance de 14 jours de carbonatation accélérée, 1 des cylindres de 11 cm de haut est scié sous alcool en tranches de 5 mm d'épaisseur environ. Un morceau de mortier de béton (sans gravillons) est prélevé, broyé en poudre. 225 mg de cet échantillon de poudre sont analysés par ATG et 1 g par AC. Pour les carottes d'ouvrage prélevées sur site, la procédure d'ATG est la même. Cependant l'AC n'a malheureusement pas été réalisée. Cela ne remet pas en cause le profil mais diminue grandement sa précision parce que la variation de la teneur en ciment depuis le parement es négligée.

3. RESULTATS EXPERIMENTAUX EN LABORATOIRE ET SUR SITE

3.1 Comparaison avec l’essai classique par pulvérisation de phénolphtaléine

La figure 2 permet de comparer la progression de la profondeur de carbonatation (Pc) à l'évolution des profils de la quantité de CO2 fixé au cours du temps. Pour tous les matériaux étudiés, on observe que : - le front de carbonatation n'est pas raide mais graduel ; - le CO2 a pénétré et est fixé (figures 2 & 3 pour l’ATG) à une profondeur plus importante que Pc, ce qui pourrait constituer un risque de corrosion pour les armatures en acier ; - la profondeur Pc est située dans une zone où la carbonatation n'est pas totale (elle n'a pas atteint sa capacité maximale de fixation) comme on peut l’observer sur pâte de ciment et sur bétons [4,5,6] ; - l'évolution de ces témoins de durée de vie, est cohérente. À 5 à 10 mm près de la surface, la teneur en CO2 n’évolue plus entre 7 et 56 jours d'essai accéléré, sur la figure 2. Ceci a été également observé pour le béton M25 mais pas pour le M50 [5]. Ainsi, il est possible de comparer les valeurs du tableau 2. La quantité de CO2 fixé près de la surface, mesurée par gammadensimétrie ou ATG-AC, est plus grande que la teneur en portlandite dans la zone non carbonatée, calculée par le modèle de Thiery de l'hydratation [6] ou donné par ATG. De surcroit, la Ca(OH)2 ne se carbonate pas complètement pendant l'essai accéléré parce qu'une


quantité résiduelle est protégée par une couche dense de carbonate de calcium [21,6]. De là, on peut déduire que d'autres hydrates sont carbonatés, les C-S-H en particulier [21,22].

0

1

2

3

4

0 10 20 30 40 50Profondeur (mm)

Qua

ntité

de

CO

2 fi

xé (m

ol/d

m 3 ) 3 jours

7 jours14 jours28 jours56 jours3 jours, Pc=6,6 mm7 jourss, Pc=11,9 mm14 jours, Pc=16,8 mm28 jours, Pc=23,4 mm

Figure 2. Comparaison des profondeurs de carbonatation mesurées à la phénol avec les profils obtenus par gammadensimétrie à différentes étapes de la carbonatation accélérée (béton M40)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Profondeur (mm)

Qua

ntité

de

CO

2 fix

é (m

ol/d

m 3 )

.

phenol Pc = 26 mmgammaTGA-CATGA

Figure 3. Comparaison des profils de carbonatation obtenus par gammadensimétrie ou par ATG-AC à différentes étapes de la carbonatation accélérée (béton M25)

Tableau 2. Relation entre la quantité de portlandite dans les bétons sains et la quantité de CO2 fixé mesurée par gammadensimétrie et ATG-AC, dans les bétons carbonatés

Teneur en Ca(OH)2 ou en CO2 fixé (mol/dm3) M25 M40 M50 Ca(OH)2 mesurée par ATG-AC en zone non carbonatée 1,05 ± 0,10 1,50 ± 0,05 1,41 ± 0,10 Ca(OH)2 calculée par Thiery [6] en zone non carbonatée 1,1 1,4 1,9

CO2 fixé près de la surface mesurée par gamma 1,8 ± 0,2 3,0 ± 0,1 2,2 ± 0,2 CO2 fixé près de la surface mesurée par ATG-AC 1,7 ± 0,2 2,9 ± 0,2 -

3.2 Comparaison des profils obtenus par gammadensimétrie et par ATG-AC

La confrontation des profils obtenus par gammadensimétrie et par ATG a permis d’approfondir l'analyse des résultats d’ATG et, notamment, de faire la différence entre les CaCO3 des granulats calcaires [20] et ceux nouvellement formés par la réaction chimique, et pour déterminer l'origine des produits de la carbonatation (Ca(OH)2 ou C-S-H) [5,6]. Sur la figure 3, la totalité du CO2 fixé dans la matrice cimentaire, mesurée par ATG-AC, est indiquée. On observe que la


gammadensimétrie et l’ATG-AC sont en parfait accord. Ces deux méthodes donnent les profils semblables pour tous les matériaux étudiés.

3.3 Comparaison des résultats obtenus en laboratoire et in situ La courbe pointillée de la figure 3, qui représente le profil obtenu par ATG seulement, montre la réduction de précision en particulier quand l'échantillon de poudre de béton contient beaucoup de ciment et que le profil n'est pas corrigé par la par la teneur en ciment donnée par AC. La figure 3 donne ainsi une indication sur les précautions à prendre dans l'analyse de la figure 4, qui représente le profil mesuré par ATG seulement, après 4 ans d'exposition sur le site de Melun, dans le cadre du projet « BHP2000 » [14]. Néanmoins, cette courbe prouve que la teneur en CO2 fixé à la profondeur Pc atteint à peu près la même valeur que celle obtenue en laboratoire par les essais accélérés. La teneur en CO2 fixé à la profondeur Pc est de l’ordre de 0,8±0,4 mol/dm3 sur la figure 4 (en conditions naturelles) et 0,9±0,3 mol/dm3 sur la figure 3 (après 14 jours d'essai accéléré).

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40Profondeur (mm)

Qua

ntité

de

CO

2 fi

xé (m

ol/d

m 3 )

.

phenol Pc = 10 mm

TGA

Figure 4. Profils de carbonatation obtenus par ATG, non corrigé par AC, sur corps d’épreuve, après 4 ans d’exposition sur le site de Melun (béton M25).

4. UTILISATION DES PROFILS OBTENUS POUR VALIDER LES MODELES DE CARBONATATION

4.1 Présentation succincte du modèle développé par Thiery Dans la littérature, de nombreux modèle de carbonatation existent, parmi lesquels nous pouvons citer [3,8]. Le modèle de Papadakis [3] est basé sur la résolution de la première loi de Fick et sur la calibration sur des résultats expérimentaux sur pâtes de ciment et mortiers. Mais l'originalité du modèle développé par Thiery [6,12] est de pouvoir prédire l'évolution du pH de la solution interstitielle. Ce modèle physico-chimique de carbonatation des matériaux cimentaires tient compte des équilibres chimiques entre les différent composés, des cinétiques des diverses réactions, ce qui permet de décrire correctement le profil graduel de carbonatation. En outre, les transferts de CO2, d'eau et d'ions pendant le séchage et la carbonatation sont détaillés en vue de traduire prochainement la carbonatation naturelle. Parmi les données d'entrée physiques, chimiques et environnementales on retrouve les indicateurs de durabilité préconisés dans le guide [11] ainsi que des paramètres plus spécifiques au problème de la carbonatation et deux constantes cinétiques, intrinsèques au ciment, calibrées sur pâte de ciment. Les résultats numériques


consistent en différents profils : hydrates consommés ou carbonates formés en fonction de la profondeur et sont alors comparables aux profils de carbonatation mesurés par gammadensimétrie ou ATG-AC. Enfin, les profils de pH peuvent être corrélés (à pH=9) aux mesures de Pc par pulvérisation de phénolphtaléine.

4.2 Validation sur des résultats expérimentaux obtenus en laboratoire Pour poursuivre la démarche performantielle, il s'agit maintenant de comparer les résultats expérimentaux et numériques pour valider le modèle choisi. Tout d'abord, la figure 5 compare les profils de carbonate de calcium formé (i.e. de CO2 ayant réagi) après 14 jours de carbonatation accélérée, pour le M25. Les profils simulés sont en accord avec les profils expérimentaux. Le modèle a pris en compte à la fois la carbonatation de la portlandite et celle des C-S-H comme le montrent la confrontation des mesures par gammadensimétrie et par ATG-AC (voir le paragraphe 3.2).

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 10 20 30 40 50 60 70 80Profondeur (mm)

Qua

ntité

de

CaC

O 3

(mol

/dm

3 ) .

ModèleGammaTGA-CA

Figure 5. Comparaison des profils de carbonatation expérimentaux avec le profil calculé numériquement après 14 jours de carbonatation accélérée (béton M25). Ensuite, le tableau 3 montre les profondeurs de carbonatation calculées à différentes échéances de carbonatation accélérée. Là encore, on observe une cohérence satisfaisante entre les résultats expérimentaux et les valeurs numériques obtenues par le modèle de Thiery contrairement à celles obtenues par le modèle de Papadakis. Le premier permet en effet de tenir compte des profils de teneur en eau interne initiale dans le matériau, des modifications de la microstructure qui se densifie à cause de la carbonatation de la portlandite et des C-S-H ainsi que de la réduction de l'accessibilité de la portlandite carbonatable, recouverte d'une dense couche de CaCO3. Dans le tableau 4, on remarque que le modèle de Papadakis estime relativement bien la profondeur Pc in situ, mais n’est pas assez précis car il se base seulement sur la moyenne annuelle de l’humidité extérieure. Les résultats du modèle de Thiery ne sont pas encore disponibles mais ce modèle devrait donner une bonne estimation de Pc, parce qu’il intègre également un modèle de séchage donnant la teneur en eau interne du matériau en fonction des variations de HR du milieu extérieur.


Tableau 3. Profondeurs de carbonatation mesurées comparées aux valeurs numériques obtenues grâce au modèle de Papadakis (HR=60±5%) et au modèle de Thiery, en conditions accélérées.

M25 - Pc (mm) M50 - Pc (mm) Age (jours) Pc Phénol Papadakis [3] Thiery [6] Pc Phénol Papadakis [3] Thiery [6]

7 13,3 27 ± 4 22 ± 3 3,3 15,5 ± 2 4,2 ± 0,5 14 24,0 38 ± 5 30 ± 4 4,7 22 ± 3 7,2 ± 0,8 28 35,7 53 ± 7 37 ± 5 10,0 31 ± 4 10,5 ± 1,0

Tableau 4. Profondeurs de carbonatation mesurées à différents âges d’exposition sur site [14] ou calculées par le modèle de Papadakis [3] (avec HRmoy=78% à Melun et HRmoy=75% dans La Maurienne).

Pc (mm) Melun M25 Maurienne M25 Melun M50 Maurienne M50 Age

(années) Pc Phénol Papadakis Pc Phénol Papadakis Pc Phénol Papadakis Pc Phénol Papadakis]Point 0 2,5-6 0 - 0 1-3 0 - 0

1 6 2,8 4-7 3,2 1 1,6 0,5-1,5 1,8 2 8 3,9 7-8 4,5 0 2,2 1-3 2,5 4 10 5,5 5-12 6,3 0,5 3,1 - 3,6

5. CONCLUSION La gammadensimétrie et l'analyse thermogravimétrique et chimique couplée (ATG-AC) constituent deux méthodes efficaces pour mesurer des profils de carbonatation dans les bétons. La gammadensimétrie est une méthode d'essai non destructive, qui permet d’évaluer la porosité ou les profils de teneur en eau dans une éprouvette de béton ou une carotte d’ouvrage. La gammadensimétrie fournit ainsi des indicateurs de durabilité, données d'entrée utiles aux modèles. Cependant, puisqu'un état non-carbonaté de référence est nécessaire pour mesurer la teneur en CO2 fixé pendant la carbonatation, c'est plutôt une méthode de laboratoire. La gammadensimétrie permet surtout de suivre au cours du temps, l'évolution du matériau pendant un essai accéléré. L’ATG-AC peut être employée pour tester des éprouvettes de laboratoire comme des carottes d’ouvrage soumises à la carbonatation. L’ATG-AC fournit différents profils de Ca(OH)2 ou de CaCO3, et permet de faire la différence entre les produits de la carbonatation. L'essai couplé avec l’analyse chimique est plus précis parce que le résultat est calculé à partir de la teneur précise en ciment de l'échantillon. En conclusion, on a montré que les résultats des deux méthodes concordent parfaitement et qu'ils constituent d'excellents paramètres de suivi de la carbonatation ou témoins de durée de vie, selon [11]. Le modèle développé au LCPC par Thiery [6] donne différents profils (variations de porosité ou de CaCO3 par exemple) qui sont en accord avec les profils expérimentaux. Le modèle est ainsi validé. Par conséquent, deux méthodes sont disponibles pour suivre le phénomène de carbonatation et pour valider les modèles de prévision de durée de vie des structures en béton armé.

6. REFERENCES [1] Parrott L.J., A review of carbonatation of concrete, (Cement and Concrete Association, 1987) 42p.

[2] Chaussadent T., Etat des lieux et réflexions sur la carbonatation du béton armé, Etudes et Recherches des LPC, série Ouvrages d’Art OA29, Edité par LCPC Paris, septembre 1999, 80p.


[3] Papadakis V. G., Vayenas C. G., Fardis M N., Experimental investigation and mathematical modelling of the concrete carbonatation problem, Chemical Engineering Science 46(5-6) (1991) 1333-1338.

[4] Parrott L.J., Killoh D.C., Carbonation in a 36 year old in-situ concrete, Cem. Concr. Res. 19 (1989) 649-656.

[5] Villain G., Platret G., Comparison of two experimental methods to determine carbonatation profiles in concrete, In: Proceedings Supplementary Papers of the 6th CANMET/ACI Int. Conf. on Durability of Concrete, Thessaloniki, Greece, Ed. V.M. Malhotra (2003) p.179-194.

[6] Thiery M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires - Prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydriques, Thèse ENPC, LCPC, Paris (2005) 333p.

[7] Thiery M., Villain G., Dangla P., Platret G., Investigation of the carbonation front shape on cementitious materials: effects of the chemical kinetics, soumis à Cem. Concr. Res., 2006, 20p.

[8] Saetta A.V., Schrefler B.A., Vitaliani R.V., 2-D Model for carbonatation and moisture/heat flow in porous materials, Cem. Concr. Res. 25(8) (1995) 1703-1712.

[9] Villain G., Thiery M., Gammadensimétrie: a method to determine drying and carbonatation profiles in concrete, NDT&E Internationa 39(4) (2006) 328-337.

[10] Villain G., Thiery M., Platret, G., Measurement methods of carbonation profiles in concrete: thermogravimetry, chemical analysis and gammadensimetry, soumis à Cem. Concr. Res. 2006, 20p.


[12] Thiery M., Dangla P., Villain G., Platret G., Massieu E., Druon M., Baroghel-Bouny V., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires, (http:// www.lcpc.fr/fr/sources/blpc) Bull. des Labo. des Ponts et Chaussées 252-253 (2004) 153-188.

[13] De Larrard F., Baroghel-Bouny V., Vieillissement des bétons en milieu naturel, une expérimentation pour le XXIe siècle -I- Généralités et caractéristiques mécaniques initiales des bétons, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 225 (mars-avril 2000) 51-65.

[14] Baroghel-Bouny V., Gawsewitch J., Belin P., Ounoughi K., Arnaud S., Olivier G. et Bissonnette B., Vieillissement des bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXIe siècle – IV- Résultats issus des prélèvements effectués sur les corps d'épreuve de différents sites aux premières échéances de mesure, Bull. des Labo. des Ponts et Chaussées 249 (mars-avril 2004) 49-100.

[15] Baroghel-Bouny V., La durabilité des BHP - Bilan du Projet National BHP 2000, dans ce document, Partie 2.


[17] Villain G., Thiery M., Roussel P., Détermination par gammadensimétrie de profils de séchage et de carbonatation dans les bétons, Bull. des Labo. des Ponts et Chaussées 248 (2004) 49-71.

[18] Détermination des profils de carbonatation dans les bétons durcis - Méthode par analyse thermogravimétrique complétée par une analyse chimique et méthode par gammadensimétrie, dans ce document, Partie 3.

[19] Rahman A.A., Glasser F.P., Comparative studies of the carbonation of hydrated cements, Advances in Cement Res. 2(6) (1989) 49-54.

[20] Platret G., Deloye F-X., Thermogravimétrie et carbonatation des ciments et des bétons, In: Actes des Journées des Sciences de l'Ingénieur du réseau des Labo. des Ponts et Chaussées, (Publication LCPC, Paris, 1994) p.237-243.


[21] Groves G.W., Rodway D.I., Richardson, I.G., The carbonation of hardened cement pastes, Advances in Cement Res. 3(11) (1990) 117-125.

[22] Slegers P. A. and Rouxhet P. G., Carbonation of the hydration products of tricalcium silicate, Cem. Concr. Res. 6 (1976) 381-386.


ANALYSE DES ESSAIS INTERLABORATOIRES DES LPC EN VUE DE FAIRE EVOLUER LES ESSAIS DE CARBONATATION ACCELEREE DES BETONS

D. Cochet(1), G. Villain(2,4), G. Olivier(3), M. Thiery(4), C. Ramaud(1), P. Roussel(4) (1) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, Bordeaux (2) Division Reconnaissance et Mécanique des Sols, LCPC, Nantes (3) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, Melun (4) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé La résistance à la carbonatation du béton est une caractéristique importante à mesurer pour évaluer la durée de vie d’un ouvrage et définir les opérations d’entretien et de maintenance. Les méthodes modernes de formulation et de fabrication des bétons ont une incidence sur les paramètres de durabilité tels que la composition et la porosité. Les méthodes d’évaluation de résistance à la carbonatation existantes, en particulier le mode opératoire AFPC-AFREM ne permettent pas de différencier les bétons utilisés actuellement pour la construction d’ouvrages d’art, vis-à-vis de la carbonatation. Par conséquent, des essais ont été réalisés dans le réseau des LPC pour mettre au point un mode opératoire efficace permettant de tester et comparer les performances de bétons utilisés actuellement dans les ouvrages d’art. Ces essais ont consisté principalement à faire sécher puis carbonater des éprouvettes. Le séchage et la carbonatation ont été suivis par le contrôle des variations de masse et par gammadensimètrie. La profondeur de carbonatation a été suivie à l’aide des indicateurs colorés habituellement utilisés (phénolphtaléine et thymolphtaléine). L’incidence de la préparation des éprouvettes et des cycles de conditionnement a été étudiée. Le mode opératoire retenu définit la forme, les dimensions et la préparation des éprouvettes. Ces éprouvettes cylindriques étanchées latéralement subissent un cycle de séchage de 1 mois à 60°C, 65% d’humidité relative (HR) avant d’être introduites dans l’enceinte de carbonatation à 20°C, 65%HR, 50% de CO2. La dispersion observée sur la profondeur de carbonatation est inférieure ou égale à 1 mm. Mots-clés Béton - Carbonatation - Essai Accéléré.

1. INTRODUCTION Un mode opératoire pour l'essai de carbonatation accéléré a été mis au point par l'AFPC - AFREM [1]. Ce mode opératoire comporte notamment un séchage de


préconditionnement de 2 jours en étuve à 40°C. Ce séchage étant insuffisant pour les bétons peu poreux, l'essai de carbonatation accéléré AFPC - AFREM s'avère insuffisant pour classifier les bétons ordinaires pour ouvrages d'art (Rc28 de l'ordre de 35 à 55 MPa et porosité de 12 à 14%) et les bétons à hautes performances (Rc28 de l'ordre de 60 à 80 MPa et porosité de 9 à 12% [2]). Par ailleurs, ce séchage conduit à de forts gradients d'humidité entre la surface et le cœur des éprouvettes de ces bétons et ces gradients influencent fortement la carbonatation. Par conséquent, il est nécessaire de modifier le séchage préconisé par l'A.F.P.C.- A.F.R.E.M. pour que l'essai de carbonatation accéléré devienne discriminant pour les bétons de résistance à la compression supérieure à 40 MPa. Les Laboratoires des Ponts et Chaussées ont donc lancé une étude visant à améliorer le préconditionnement des éprouvettes de bétons ainsi que certaines étapes de l'essai de carbonatation accéléré. Les choix suivants ont été faits : - 1 mois de séchage ; - séchage et carbonatation unidirectionnels par une seule face. L'étude a été commencée en 2002-2003 sur 2 bétons de résistances moyennes 40 MPa (nommés B35 et M30CV) et l’étude a été poursuivie en 2003-2004 sur 2 bétons de résistances moyennes de 40 et 55 MPa (nommés B35 et M50). Les résultats ont fait l’objet de rapports d'avancement annuels et d’un rapport de synthèse [3]. Ces essais croisés font suite aux études menées dans le cadre du thème de recherche OA9 "Transferts dans les bétons et durabilité des ouvrages auxquelles avaient participé le LR de Bordeaux, le LREP et le LCPC [4 à 9].

2. MATERIAUX ETUDIES Pour l’ensemble des essais, trois bétons ont été concernés, un béton B30 (avec de la cendre volante – formulé et utilisé dans le projet national BHP2000, sous la dénomination M30CV [10,11] avec une quantité de cendres légèrement différente), un béton B35 et un M50 dont les formulations et les principales caractéristiques sont données dans le tableau 1. Tableau 1. Formulation et caractéristiques des bétons.

M30CV B35 B35 M50 Année de fabrication 2002 2002 2003 2003 Sable silico-calcaire (0/5) et granulats (4/20) kg/m3 1865 1898 1898 1743 Ciment Portland CEM I 52,5 PM ES St Vigor kg/m3 223 300 300 410 Cendres volantes EDF kg/m3 49 0 0 0 Eau kg/m3 166 187,4 187,4 197 Eau totale / Ciment E/C - 0,74 0,62 0,62 0,48 Eau totale / Liant E/L - 0,61 - - - Résistance à la compression moyenne à 28 j. Rc28

MPa 40,7 41,9 40,5 55,7

Porosité accessible à l’eau à 90 jours % 8,9 14,4 14,7 14,3 Porosité globale par intrusion de mercure à 90 jours % 9,1 11,1 13,9 10,9

La porosité accessible à l’eau a été déterminée suivant le mode opératoire recommandé par l’AFPC-AFREM [12], et la porosité globale au mercure, selon le mode opératoire des LPC : méthodes d’essai n°58 [4]. Les B35 gâchés en 2002 et en 2003 sont différents, le B35-2003 est plus poreux, ce qui est cohérent avec sa résistance plus faible ; le M30CV et le M50 sont moins


poreux et possèdent des pores très fins, ceci étant dû respectivement, à la présence de cendres volantes et au dosage élevé en ciment.

3. DESCRIPTION DES ESSAIS

3.1 Préparation des éprouvettes Pour chaque béton, chaque laboratoire disposait de 12 éprouvettes Ø7 x 14 cm en 2002 et 9 éprouvettes Ø7 x 14 cm en 2003. Chacune a été découpée en 2 échantillons de 7 x 7 cm (haut et bas), pour les essais de carbonatation en phénolphtaléine et thymolphtaléine. En outre, pour chaque béton, les essais de compression à 28 jours ont été réalisés sur 3 éprouvettes Ø16 x 32 cm tandis que les essais de porosimétrie et de gammadensimétrie pour le suivi non destructif du séchage et de la carbonatation ont été réalisés sur des tranches sciées dans des éprouvettes Ø11 x 22 cm. Après la confection, les éprouvettes ont subi une cure en eau douce pendant 90 jours à 20 ± 2°C, ensuite elles ont été découpées. Les éprouvettes devant être carbonatées ont été enrobées de 2 couches de papier d'aluminium adhésif sur le pourtour et la face non sciée, avant le séchage en étuve programmable pendant 28 jours, afin d’obtenir un séchage et une carbonatation unidirectionnels. Les photos ci-après (figure 1) montrent que le front de carbonatation obtenu est relativement rectiligne sur la largeur des éprouvettes, aux effets de bord près, ce qui est notablement différent du résultat obtenu sans protection latérale.

(a) M25_28 j : AFPC-AFREM [1] (b) M50_28 j : LPC [13]

Figure 1. Photos de bétons après pulvérisation des indicateurs colorés.

3.2 Phase de séchage Le cycle de séchage retenu est celui de la figure 2 :

20°C 20°C

60°C HR = 65%

0 1 2 3 4 semaines

Pente 1°C/h maxisoit 2 jours environ

Retour lent à 20°Cen 5 jours environ

Palier à 60°Cde 3 semaines

Figure 2. Cycle d'étuvage des bétons M50 & B35 avant la carbonatation.


3.3 Phase de carbonatation La température, l'humidité relative et la teneur en CO2 ont été contrôlées pour tous les bétons en 2002 et 2003, pendant la phase de carbonatation. La figure 3 présente un exemple de résultats de ces contrôles. Les conditions mesurées (T=22°C±2°C, HR=60±5%, CO2=45±5%) sont légèrement différentes des conditions imposées (T=20°C, HR=65%, CO2=50%). Par conséquent, nous préconisons tout d’abord de contrôler les conditions tout au long de l’essai (T, HR et teneur en CO2). La teneur en CO2 doit en particulier être contrôlée à la sortie de l’enceinte. Ensuite, il faut étalonner régulièrement les appareils de mesure avec des petites bouteilles étalon (contenant 0% ou 100% de CO2). Enfin, il faut au début de chaque essai ou à chaque changement de bouteille (AGRO 50), faire un contrôle à la sortie de la bouteille car leur teneur en CO2 peut varier.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63Temps (j)

Hum

idité

rela

tive

et C

O2

(%)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Température (°C

)hygrométrie%

CO2 %

température °C

t0

Figure 3. Contrôle des conditions de carbonatation du béton B35 (2003).

4. RESULTATS ET COMPARAISON DES ESSAIS INTERLABORATOIRES

4.1 Evolution des variations de masse des échantillons pendant le séchage et la carbonatation

Pour chaque béton, dans chaque laboratoire, la masse des éprouvettes cylindriques Ø7 x h7 cm a été suivie par pesée hebdomadaire, pendant le séchage (de 0 à 28 jours) et pendant la carbonatation (de t0 à 56 jours). La variation relative de masse par rapport à la masse initiale saturée est ensuite calculée. A l’issue du séchage, hormis les cas particuliers, tous les résultats sont comparables dans les 3 laboratoires. Le séchage conduit à des réductions de masse de l’ordre de 1,5±0,2% pour le M30CV, 2,2±0,3% pour le B35 et 1,5±0,2% pour le M50. Tableau 2. Variation relative de masse des éprouvettes après 28 jours de séchage.

M30CV (2002) B35 (2002) B35 (2003) M50 (2003) Haut 1,5 à 1,7 % 2,1 à 2,6 % 2,1 à 2,4 % 1,3 à 1,7 % LRB Bas 1,4 à 1,7 % 1,9 à 2,4 % 1,9 à 2,3 % 1,3 à 1,5 % Haut 1,3 à 1,6 % 1,9 à 2 % 0,8 à 1,3 % 1,6 à 1,8 % LREP Bas 1,3 à 1,5 % 1,8 à 2 % 0,8 à 1,5 % 1,5 à 1,7 % Haut 2,0 à 2,3 % 2,8 à 3,3 % 2,1 à 2,4 % 1,4 à 1,6 % LCPC Bas 1,8 à 2,3 % 2,7 à 3 % 1,9 à 2,3 % 1,3 à 1,4 %

LREP/LCPC φ11 1,1 à 1,4 % 2,3 à 2,6 % - -


NB : Les résultats présentés sur fond coloré ont été obtenus au cours d’essais ne respectant pas les conditions opératoires prévues. Une série supplémentaire (φ=11 cm) séchées au LREP puis carbonatées au LCPC a donc été rajoutée. Tableau 3. Variation relative de masse des éprouvettes après 28 jours de carbonatation accélérée.

M30CV (2002) B35 (2002) B35 (2003) M50 (2003) Haut 0,7 à 1,1 % 0,9 à 1,3 % 0,85 à 0,95 % 0,50 à 0,60 % LRB Bas 0,6 à 0,8 % 1,1 à 1,5 % 0,90 à 1,05 % 0,45 à 0,55 % Haut - - 0,35 à 0,40 % 0,25 à 0,30 % LREP Bas - - 0,30 à 0,35 % 0,20 à 0,30 % Haut 1,2 à 1,5 % 2,1 à 2,5 % 0,95 à 1,05 % 0,60 à 0,75 % LCPC Bas 1,2 à 1,4 % 1,9 à 2,1 % 1,1 à 1,15 % 0,45 à 0,65 %

LREP/LCPC φ11 0,6 % 1,4 % - - Après 28 jours de carbonatation, exception faite des cas problématiques identifiés, tous les résultats sont comparables au LRB (en 2002 et 2003), au LREP/LCPC en 2002 et au LCPC en 2003. La reprise de masse lors de la carbonatation, au bout de 28 jours, est de l’ordre de 0,75±0,2% pour le M30CV, 1,25±0,25% pour le B35 en 2002 et 1,0±0,15% pour le B35 en 2002 ainsi que 0,6±0,15% pour le M50. En outre, le comportement des deux B35 pour le séchage et la carbonatation est semblable (tableaux 2 et 3, figure 4). Le M50 et le M30CV présentent des pertes de masse semblables due au séchage, même si leur porosité est différente (on aurait pu s’attendre à une perte de masse plus élevée sur le M50 plus poreux qui subit un cycle de séchage légèrement plus intense. Par contre, on remarque une carbonatation plus élevée pour le M30CV que pour le M50. Cela est sans doute dû à la présence des cendres volantes dans le M30CV, qui conduisent à la réduction de la teneur en portlandite dans le béton suite à la réaction pouzzolanique, sachant que la portlandite constitue la réserve de basicité du béton et ralentit la progression du CO2.

-3

-2,5

-2

-1,5

-1

-0,5

0

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70

Temps (j)

Per

te re

lativ

e de

mas

se (%

)

LRB - 2002

LCPC - 2003

LRB - 2003

LREP-LCPC 11x5

Séchage Carbonatation

Figure 4. Variations relatives de masse des éprouvettes B35 dans les 3 laboratoires en 2002 et 2003.


4.2 Gammadensimètrie

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 20 40 60 80 100Hauteur (mm)

Per

te re

lativ

e de

mas

se (%

)

HR non contrôlée

HR = 65%

AFREM

Figure 5. Perte d’eau pendant le séchage du béton B35 : comparaison des préconditionnements. La gammadensimètrie permet de suivre le séchage et de mesurer la teneur en eau des éprouvettes de manière non destructive. La figure 5 met en évidence l’intérêt du séchage à T=60°C contrôlé en humidité (HR=65%) par rapport à d’autres protocoles de séchage (voir également [14]) : - le séchage AFPC-AFREM de 2 jours à T = 40°C en étuve ventilé est inefficace et superficiel pour des bétons comme le B35 et le M50 ; - le séchage de 28 jours à T= 60°C en l’absence de maintien et de contrôle d’hygromètrie provoque un séchage élevé mais hétérogène entre les faces exposées et le cœur des éprouvettes. Le gradient de teneur en eau entre cœur et surface est égal à 2,5% pour le béton B35 ; - le séchage LPC de 28 jours à Tmax = 60°C et HR = 65% conduit à une baisse de masse volumique de 2 à 3% significative et relativement homogène dans les éprouvettes de B35 comme de M50. Le gradient de teneur en eau entre cœur et surface est égal à 0,9% pour le béton M50 et à 1,4% pour le B35. En effet, un faible gradient d’humidité entre le cœur et la surface est moins perturbateur pour la progression de la carbonatation. La figure 6 montre de surcroît que lorsque les conditions de séchage (cycle de la figure 2) sont respectées, les résultats obtenus sont reproductibles.


-5

-4

-3

-2

-1

0

0 20 40 60 80 100Hauteur (mm)

Per

te re

lativ

e de

mas

se (%

)

B35_1

B35_2

B35_3

Figure 6. Comparaison des pertes relatives de masse de 3 éprouvettes de béton B35.

4.3 Profondeur de carbonatation Pour chaque béton, les trois laboratoires ont réalisé des essais de carbonatation accélérée, prélevé 1 éprouvette à t0 puis 2 éprouvettes à chaque échéance (7, 14, 28 et 56 jours), fendu ces éprouvettes et pulvérisé de la phénolphtaléine sur une face fendue et de la thymolphtaléine sur l’autre face avant de mesurer les profondeurs de carbonatation conformément au mode opératoire de l’AFPC-AFREM [1]. Le tableau 4 et les figures 7 à 9 présentent la synthèse des mesures de profondeurs de carbonatation à la phénolphtaléine et à la thymolphtaléine . Tableau 4. Synthèse des profondeurs de carbonatation (mm) : moyenne de 4 éprouvettes H et B par âge et incertitude comprise entre 0,5 et 1 mm.

PHE NOL : Pc (mm) THY MOL : Pc (mm) Temps (j) 7 14 28 56 7 14 28 56

LRB - 2002 M30CV 4,0 8,0 5,0 12,3 4,0 8,0 9,8 16,5 LREP/LCPC - 2002 M30CV - - 9,0 - - - 11,0 -

LRB - 2002 B35 5,0 9,5 15,0 15,8 5,0 9,0 15,0 17,0 LREP/LCPC - 2002 B35 - - 15,0 - - - 17,3 -

LRB - 2003 B35 5,0 7,5 12,8 18,3 6,5 8,8 13,5 18,5 LCPC - 2003 B35 6,5 9,9 15,8 22,3 7,7 11,7 15,9 22,1 LRB - 2003 M50 0,0 2,0 7,0 9,3 7,0 7,5 10,0 11,5

LCPC - 2003 M50 2,8 6,2 9,9 12,2 3,7 7,3 11,0 13,3 Les résultats sont particulièrement satisfaisants pour le béton B35, ils montrent que le mode opératoire est reproductible (figure 7). Pour le béton M50, la comparaison des résultats (tableau 4) montre que les profondeurs obtenues par pulvérisation de thymol au LRB et au LCPC sont plus proches que par pulvérisation de phénol. En effet, avec cet indicateur la zone carbonatée incolore juste après la pulvérisation virait progressivement au rose plusieurs dizaines de minutes plus tard alors que la coloration par la thymol était stable. La comparaison des bétons M50 et B35 montre que le B35 se carbonate plus facilement. En effet, le béton M50 contient plus de ciment au mètre cube (i.e. plus de


portlandite). Les porosités accessibles à l'eau mesurées étant du même ordre de grandeur, ce paramètre n'est pas suffisant dans ce cas pour discriminer les bétons vis-à-vis de leur résistance à la carbonatation. Par contre la porosimétrie au mercure a montré que le B35 présentait des pores plus grossiers (120 nm) [3]. Nous ne disposons pas de résultats suffisants pour conclure pour le béton M30CV.

y = 3,2951x - 2,1603R2 = 0,9969

y = 2,7979x - 2,5287R2 = 0,9956

0

5

10

15

20

25

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Racine du temps (racine de j)

Pro

fond

eur d

e ca

rbon

atat

ion

(mm

)

LRB - 2002

LREP/LCPC - 2002

LRB - 2003

LCPC - 2003

Figure 7. Comparaison des profondeurs de carbonatation à la phénol (B35).

0

5

10

15

20

25

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Racine du temps (racine de j)

Pro

fond

eur d

e ca

rbon

atat

ion

(mm

)

LRB - 2003

LREP - 2003

LCPC - 2003

Figure 8. Comparaison des profondeurs de carbonatation à la thymol (M50).


02468

101214161820

LRB - 2002 LREP/LCPC -2002

LRB - 2003 LCPC - 2003

Hau

teur

(mm

)

Phénol

Thymol

Figure 9. Comparaison des profondeurs de carbonatation à 28 jours (B35).

5. CONCLUSION Cet article présente la synthèse des résultats des 3 laboratoires des LPC obtenus avec un mode opératoire de carbonatation accélérée différent du mode opératoire de l'AFPC-AFREM, au niveau du préconditionnement et des éprouvettes utilisées. Les éprouvettes sont cylindriques et emballées de papier d’aluminium sur le pourtour et sur une des faces. L'emballage des éprouvettes assurant un séchage et une carbonatation unidirectionnels, par une seule face, permet de faciliter la lecture de la profondeur de carbonatation après pulvérisation des indicateurs colorés. Des cylindres de 7 cm de diamètre peuvent convenir pour des granulats de Dmax = 20 cm mais des éprouvettes de 11 cm de diamètre permettent aussi de faciliter la lecture de la profondeur de carbonatation, en particulier pour les bétons les plus poreux. En ce qui concerne le mode opératoire, le préconditionnement de ces éprouvettes consiste en un séchage de 28 jours, dans une étuve régulée en humidité et température, à HR = 65% et T = 60°C. Les pertes relatives de masse montrent que tous les résultats sont comparables dans les 3 laboratoires, et reproductibles. Le séchage conduit à des réductions de masse de l’ordre de 1,5±0,2% pour le M30CV, 2,2±0,3% pour le B35 et 1,5±0,2% pour le M50. Grâce à la gammadensimétrie, nous avons observé le profil de variation de masse volumique dans les éprouvettes à l’issue du séchage (t0, fin du séchage et début de carbonatation). Ces profils montrent que le séchage étudié est efficace en comparaison aux autres modes de séchage : il permet d’obtenir une baisse de teneur en eau significative et nettement supérieure à celle du mode opératoire AFPC-AFREM, il permet également une répartition relativement homogène de la teneur en eau dans les éprouvettes, contrairement au mode de séchage de 1 mois à Tmax=60°C et sans contrôler HR. Nous préconisons donc ce type de séchage en maintenant à 65% l'humidité relative de l'étuve lors du séchage. Le mode de carbonatation accélérée n’a pas été modifié par rapport au mode préconisé par l’AFPC-AFREM. Il se déroule dans une enceinte à HR = 65% théorique (HR = 60%±5% réelle) et une teneur en CO2 de 50% théorique (45%±5%


réelle). La reprise de masse lors de la carbonatation, au bout de 28 jours, est de l’ordre de 0,75±0,2% pour le M30CV, 1,25±0,25% pour le B35 en 2002 et 1,0±0,15% pour le B35 en 2002 ainsi que 0,6±0,15% pour le M50. Exception faite des cas problématiques identifiés, tous les résultats de variations relatives de masse et de profondeur de carbonatation sont comparables pour les différents laboratoires. Les résultats obtenus sur le béton B35 montrent que le mode opératoire utilisé, comprenant le préconditionnement et la carbonatation accélérée, est reproductible. En outre on remarque qu’il conduit à des résultats discriminants entre les différents bétons de résistance moyenne à la compression supérieure à 40MPa et de porosité accessible à l'eau égale à 14%. Ces différences peuvent être expliquées par la microstructure des bétons et l’effet des additions minérales. Il est intéressant de pulvériser un indicateur coloré différent (phénolphtaléine et thymolphtaléine) sur chacune des faces fraîchement fendues. Généralement la lecture à la phénol est plus facile, mais sur certains bétons, c’est l’inverse. Enfin, nous préconisons de contrôler les conditions tout au long de l’essai (T, HR et teneur en CO2). La teneur en CO2 doit en particulier être contrôlée à la sortie de l’enceinte, avec des appareils de mesure étalonnés régulièrement. Cette étude a donc conduit à les LPC à préconiser un nouveau mode opératoire intitulé : « Carbonatation accélérée des bétons : Nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai proposées par les LPC » [13].

6. REFERENCES [1] AFPC-AFREM, Essai de carbonatation accélérée - Mesure de l’épaisseur de béton carbonaté,

Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Compte-rendu des Journées Techniques AFPC-AFREM “Durabilité des bétons”, 11 et 12 décembre 1997, Toulouse, pp. 153-158.


[3] Cochet D., Villain G., Berga P., Olivier G., Essais interlaboratoires des LPC, Etude de la carbonatation des bétons, Rapport de synthèse, Opération de recherche 11B021, Sujet 4, Mars 2006, 24 p.

[4] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawsewitch J., Godin J., Henry D., Platret G., Villain G. - Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesures et d'essais de laboratoire", Méthodes d'essai n°58 dans Techniques et Méthodes des Laboratoires des Ponts et Chaussées, L.C.P.C. Paris, Février 2002, 87 p.

[5] Chaussadent T., Etat des lieux et réflexions sur la carbonatation du béton armé, Etudes et Recherches des LPC, série Ouvrages d’Art OA29, Edité par LCPC Paris, septembre 1999, 80 p.

[6] Rafaï N., Hornain H., Villain G., Baroghel-Bouny V., Platret G., Chaussadent T., Comparaison et validité des méthodes de mesure de la carbonatation, Revue Française de Génie Civil 6(2) (2002) 251-274.

[7] Villain G., Croquette G., Ounoughi K., Optimisation des essais pour la carbonatation accélérée des bétons, Actes des Journées Techniques des LPC "Durabilité", 8 et 9 mars 2000, CETE de Bordeaux, p. 117-126.


[8] Villain G., Roussel P., Baroghel-Bouny V., Platret G., Massieu E., Chaussadent T., Mesure des profondeurs et des profils de carbonatation sur matériaux cimentaires, Actes des Journées "Durabilité", Journées Techniques du Réseau des L.P.C., 8 et 9 mars 2000, Bordeaux, CETE du Sud-Ouest, Ed. by V. Baroghel-Bouny, LCPC, 2000, p. 127-134.

[9] Ounoughi K., Baroghel-Bouny V., Gawsewitch J., Chaussadent T., Croquette G., Influence du rapport eau/ciment, du type de ciment et de la microstructure sur la carbonatation des bétons, Actes des Journées Techniques des LPC "Durabilité", 8 et 9 mars 2000, CETE de Bordeaux, p. 135-143.

[10] De Larrard F., Baroghel-Bouny V., Vieillissement des bétons en milieu naturel, une expérimentation pour le XXIe siècle. I - Généralités et caractéristiques mécaniques initiales des bétons, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 225 (2000) 51-65.

[11] Baroghel-Bouny V., Ammouche A., Hornain H., Gawsewitch J., Vieillissement des bétons en milieu naturel, une expérimentation pour le XXIe siècle -II- Caractérisation microstructurale sur éprouvettes de bétons de résistance de 25 à 120 MPa, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 228 (2000) 71-86.

[12] AFPC-AFREM, Détermination de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l'eau, Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Compte-rendu des Journées Techniques AFPC-AFREM “Durabilité des bétons”, 11 et 12 décembre 1997, Toulouse, pp. 121-124.


[14] Villain G., Cochet D., Olivier G., Thiery M., Ramaud C., Roussel P., Vers un mode opératoire performant et discriminant de carbonatation accélérée des bétons pour ouvrages d'art, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 267 (2007) 63-78.



Thème 4

Comportement du béton en conditions extrêmes



CARACTERISATION DE PATES DE CIMENT EN GEL/DEGEL PAR UNE METHODE CAPACITIVE

T. Fen-Chong, A. Fabbri, A. Azouni, O. Coussy

Institut Navier, LMSGC (LCPC-ENPC-CNRS), Marne-la-Vallée Résumé Une méthode de détermination de la teneur en eau non-gelée dans un milieu poreux cohésif (matériaux cimentaires, pierres…) soumis à l’action du froid a été développée à l’aide d’un oscillateur pour sonde capacitive. Une telle mesure permet alors d’obtenir une estimation de la perméabilité en fonction de la température. On montre alors qu’une structure, soumise à un gradient thermique sous cycles de gel/dégel, est susceptible de subir de l’écaillage en l’absence de sels fondants lorsque le matériau constitutif est très peu perméable. Dans le cas inverse, l’endommagement apparaît de façon globale (gel dit interne). Mots-clés Durabilité au gel - Glace - Poromécanique - Diélectrique - Transferts.

1. INTRODUCTION La présence d’eau dans les pores d’un milieu poreux est à l’origine de la plupart des problèmes de durabilité en génie civil ou en géotechnique, que ce soit par perte de résistance mécanique des sols ou des fondations, par pénétration d’agents chimiques délétères, par séchage, ou encore par action du froid. Dans ce dernier cas, en l’absence de théories à la fois explicatives et quantitatives, l’usage actuel est de mener des études d’épreuve et de convenance comportant un nombre important d’essais normalisés de gel/dégel coûteux et longs. C’est pourquoi les recherches menées à l’Institut Navier visent à acquérir une meilleure compréhension des phénomènes mécaniques et physiques accompagnant un changement de phase liquide-solide dans les milieux poreux cohésifs tels que les matériaux cimentaires. Dans le cas des matériaux ayant une distribution de tailles de pores très large (typiquement, du nanomètre au micromètre), une caractéristique importante des milieux poreux tient au fait que l’eau des pores ne gèle pas complètement même en-dessous de 0°C : dans une gamme de températures pouvant aller jusqu’à -40°C au-moins, de l’eau liquide coexiste avec de la glace au sein du réseau poreux, en raison des interactions moléculaires à l’interface des différents constituants du milieu


poreux [1,2,3,4]. Le comportement mécanique au gel de ces matériaux résulte alors du couplage entre [5,6] : - la différence de masse volumique entre l’eau et la glace ; - les effets d’interphase qui gouvernent le processus de solidification via la

distribution des rayons de pores ; - les transports d’eau non-gelée au sein du réseau poreux (dont la micro-

cryosuccion qui entraîne l’eau des sites non gelés vers les pores déjà gelés) ; - le comportement thermomécanique de tous les constituants (déformables) du

matériau. À l’échelle d’un ouvrage, les gradients thermiques provoquent un écoulement d’eau supplémentaire, des couches internes plus chaudes vers la surface externe plus froide (phénomène appelé cryosuccion [7] et, depuis fort longtemps, identifié comme responsable du gonflement des sols soumis au froid [8]). Dans ces analyses la teneur en eau non-gelée en dessous de 0°C est une fonction d’état thermodynamique clef de la température. Pour la déterminer sur des matériaux poreux cohésifs, un dispositif expérimental a été développé depuis 2002 au LMSGC. Il exploite le très fort contraste existant entre les constantes diélectriques de l’eau liquide et de la glace dans le domaine des fréquences radio. La fraction du volume poreux restant non gelée est alors accessible au travers de la mesure de la capacité de l’échantillon. Cette capacité est mesurée à l’aide de la fréquence de résonance d’un circuit électrique constitué par l’échantillon mis en parallèle avec un oscillateur, qui a été conçu et fabriqué au CECP de Rouen (CETE Normandie). La première partie de cette communication présente la méthode capacitive. Dans la seconde, nous présentons des mesures de teneur en eau non-gelée en fonction de la température. Dans la troisième partie nous montrons l’importance de ces données vis-à-vis du type d’endommagement qu’un ouvrage, soumis à un gradient thermique sous cycles de gel/dégel, est susceptible de subir : en particulier, on cherche à savoir si une dégradation superficielle (écaillage) peut avoir lieu en l’absence de sels de déverglaçage déposés à la surface du matériau.

2. LA METHODE CAPACITIVE Les molécules H20 constituent des dipôles électriques dont les temps de relaxation sont différents en phase liquide et solide. Ces temps de relaxation traduisent le degré de polarisation électrique et donc les constantes diélectriques réelles (ou permittivités) de l’eau et de la glace ordinaire dont les variations avec la fréquence et la température sont montrées sur la figure 1. Ces courbes ont été établies [9] à l’aide du modèle de relaxation diélectrique de Debye valable pour l’eau et la glace. La figure 1 montre que, entre 1 MHz et 1 GHz, la constante diélectrique de la glace est égale à sa permittivité optique (polarisation électronique) 3 2iε ∞ = . tandis que celle de l’eau liquide est toujours égale à sa valeur statique (polarisation par orientation)

sεl comprise entre 80 et 105 en fonction de la température.


Quant aux valeurs de la constante diélectrique réelle de l’air et du squelette solide minéral, des essais à vide et avec des échantillons secs indiquent qu’elles sont quasiment indépendantes de la température (de 20 à –40°C) et du même ordre de grandeur que celle de la glace.

Figure 1 : Dispersion en fréquence de la constante diélectrique réelle de l’eau et de la glace.

La méthode capacitive consiste à mesurer la capacité électrique d’un échantillon, généralement à des fréquences comprises entre 10 MHz et quelques centaines de MHz [10,11]. La capacité constituée par le matériau entre deux électrodes planes est mise en parallèle avec un oscillateur. L’ensemble forme un circuit oscillant mis en résonance. La fréquence (de résonance), dépendant de la capacité, est accessible via un oscilloscope ou une carte de comptage. La capacité étant proportionnelle à la permittivité de l’échantillon, toute variation de la teneur en eau liquide (par évaporation ou solidification) peut être quantifiée par celle de la fréquence. Enfin, la valeur de fréquence de l’oscillateur étant comprise entre 30 et 50 MHz, l’effet de la conduction ionique et des interfaces électrode-eau sur la fréquence se trouve minimisé [12].

3. TENEUR EN EAU NON GELEE En gel/dégel, le dispositif expérimental ne permet que de mesurer la constante diélectrique du matériau en fonction de sa température T . On ne peut, en effet, avoir


accès directement à la proportion eau liquide/glace puisqu’on peut seulement mesurer la masse d’eau totale de l’échantillon qui, elle, reste constante. Pour y remédier, on mesure, à 20°C, la permittivité en fonction de la teneur en eau liquide Sl (rapport entre le volume occupé par l’eau liquide sur le volume poreux pV ) obtenue par séchage progressif des échantillons. On élimine ensuite la variable permittivité entre les essais en gel/dégel et en séchage afin d’estimer la fonction

( )S Tl . Afin de tenir compte de la différence entre la constante diélectrique de la vapeur d’eau ( )1ve = et celle de la glace ( )3.2ie ; , on utilise le modèle de Lichtenecker [13] qui se trouve être très bien adapté pour calculer la permittivité globale d’un milieu poreux saturé en eau liquide et en vapeur d’eau. On suppose alors que ce modèle s’applique également pour le même milieu saturé en glace et eau liquide. Pour des matériaux complexes tels que les pâtes de ciment, les constantes diélectriques de l’eau alcaline des pores et de la matrice solide ne sont cependant pas connues, ce qui ne permet pas d’appliquer directement la procédure précédente. Afin de contourner cette difficulté, on mesure la constante diélectrique de pâtes de ciment en fonction de leur degré de saturation initial et de la température. On trouve expérimentalement que la permittivité dépend alors bilinéairement de Sl et de T et, en particulier, qu’aucune formation de glace n’est observée jusqu’à -40°C pour un degré de saturation initial 0.5S <l , ce qui a été aussi observé dans [14]. Si on suppose alors que cette eau non-gelée (en équilibre avec de la vapeur) a le même comportement diélectrique que l’eau non-gelée (en équilibre avec la glace) dans des pâtes de ciment soumis au gel/dégel, alors, en faisant appel au modèle de Lichtenecker, on trouve que :

( ) ( )1 ; ; 1 ;i i i i

A S T B T C S D

A a b B b C c d D df f f f

e

e e e e

= + + +

= - - = = - - =

l l (3)

où ( ), , ,a b c d sont déterminées à partir de la pente et de l’ordonnée à l’origine des courbes linéaires ( ), 1T Se =l et ( ), 0T Se =l mesurées expérimentalement sur des pâtes de ciment de porosité f . Il ne reste plus ensuite qu’à injecter la relation Te - obtenue en gel/dégel dans (3) pour déterminer la fonction d’état thermodynamique

( )S Tl . Cette procédure est détaillée dans [15]. Les figure 2 et 3 montrent l’évolution de la teneur en eau liquide de deux pâtes de ciment CEM I CPA 52.5 N CP2 de E/C=0.5. Elles ont été toutes les deux fabriquées avec de l’eau distillée puis, un jour après coulage, stockées dans une ambiance à humidité relative de 95 5%± pendant 6 mois. L’échantillon P1 a été ensuite saturé avec de l’eau dégazée à 3kPa puis testé. L’échantillon P2 a été séché à 50°C dans un four avant d’être saturé comme P1. Les figures 2 et 3 indiquent que P2 gèle plus facilement que P1, ce qui s’explique par la microfissuration induite par le séchage : la porosité de gel se trouve alors réduite au profit de la porosité capillaire dans laquelle la formation de glace est facilitée. Des résultats similaires ont été obtenues avec des pâtes de ciment de E/C=0.4 [15].


Figure 2 : Degré de saturation en eau non-gelée en fonction de la température de la pâte de ciment P1 saturée en eau.

Figure 3 : Degré de saturation en eau non-gelée en fonction de la température de la pâte de ciment P2 saturée en eau. Contrairement à P1, P2 a subi une étape de séchage.


4. APPLICATION : CYCLES DE GEL/DEGEL AVEC GRADIENT THERMIQUE

On cherche à savoir comment une structure peut s’endommager lorsqu’elle est soumise à un cycle de gel/dégel sur sa surface extérieure alors que sa température au cœur reste constante. On considère un échantillon cylindrique 1D de pâte de ciment initialement saturé en eau. Il est soumis à un gradient thermique en fixant la température à 10°C sur sa surface inférieure et en imposant un cycle de gel/dégel sur sa surface supérieure. On n’impose aucune contrainte mécanique extérieure, le flux d’eau est nul au travers de la surface inférieure, sur la surface supérieure, on impose soit un flux d’eau nul, soit une pression de glace nulle. Le problème consiste alors à calculer la contrainte régnant dans la matrice solide. Le champ de température est d’abord calculé à l’aide de l’équation de la chaleur avec chaleur latente de changement de phase (qui nécessite donc de connaître d / dS Tl ). Le coefficient de conductivité, qui dépend aussi de ( )S Tl , est estimé à partir de ceux de chaque constituant du matériau selon le modèle multi-échelle à (n+1)-phase [16]. L’écoulement d’eau liquide au sein de la structure est décrite par la loi de Darcy. Comme aucun flux d’eau n’est possible à travers la glace, la perméabilité intrinsèque κ dépend de 3/ 2Sl selon le modèle autocohérent différentiel [17]. Le calcul du champ de pression d’eau liquide fait aussi intervenir la loi de comportement poromécanique d’un élément de volume de milieu poreux partiellement gelé. Cette loi tient compte de : a) L’équilibre mécanique et thermodynamique entre l’eau non-gelée en contact avec

de la glace ; b) La déformabilité de chaque constituant (liquide, glace, matrice solide) en plus de

la variation de masse volumique associée au changement de phase eau/glace ; c) les transports d’eau non-gelée au sein d’un élément de volume de milieu poreux. Cette loi de comportement permet enfin de calculer la contrainte mσ dans la matrice solide qui se trouve être hydrostatique. La figure 4 montre le profil de mσ à partir de la surface ( )0x = soumise aux cycles de gel/dégel. Dans les deux cas, on atteint et même dépasse la limite de contrainte à la rupture en traction du ciment Portland ordinaire. Par contre, ce phénomène est beaucoup plus localisé en surface dans le cas de l’échantillon P1, celui qui gèle peu et qui a une plus faible perméabilité. P1 est donc plus sujet à l’écaillage que P2 qui lui subit plutôt du gel interne (endommagement global), comme l’indique la figure 4. La figure 4 montre le calcul avec la condition de pression de glace nulle à la surface soumise aux cycles de gel/dégel. Mais on prédit les mêmes types de comportement avec une condition de flux d’eau nul.


P1 P2

Figure 4 : Comparaison entre calculs et expériences. À gauche l’échantillon s’est seulement dégradé en surface (écaillage), à droite il a été complètement détruit (gel interne). Les courbes de perméabilité en fonction de la température ( )Tκ ont été établies à partir des courbes ( )S Tl des figures 2 et 3. Les photos montrent que P1 a subi de l’écaillage tandis que P2 a été entièrement détruit.

5. CONCLUSION La méthode capacitive permet de déterminer la teneur en eau non-gelée dans un milieu poreux cohésif soumis à l’action du froid. Une telle mesure permet d’obtenir une estimation de la perméabilité en fonction de la température. On montre alors qu’une structure, soumise à un gradient thermique sous cycles de gel/dégel, est susceptible de subir de l’endommagement superficiel (« écaillage ») en l’absence de sels fondants lorsque le matériau constitutif est très peu perméable. En revanche, si le matériau est très perméable, l’endommagement apparaît de façon globale (« gel interne »).

6. REFERENCES [1] Brun M., Lallemand A., Quinson J.F., Eyraud C., Changement d’état liquide-solide dans les

milieux poreux. Journal de Chimie Physique 70(6) (1973) 979-989.

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[4] Setzer M.J., Mechanical Stability Criterion, Triple-Phase Condition, and Pressure Differences of Matter Condensed in a Porous Matrix. Journal of Colloid and Interface Science, 235 (2001) 170-182.


[5] Coussy O., Fen-Chong T., Crystallization, pore relaxation and micro-cryosuction in cohesive porous materials. Comptes Rendus Mecanique 333(6) (2005a) 507-512.

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[7] Dupas A., Van Vliet-Delanoë B., Connaissances actuelles sur les phénomènes de cryosuccion et de la formation des lentilles de glace dans les sols. Journées de Physique, Les Arcs (France) 14-17 décembre 1987, Bulletin de Liaison des LPC (1998) 79-87.

[8] Taber S., The mechanics of frost heaving. The Journal of Geology 38 (1930) 303-317.

[9] Fen-Chong T., Fabbri A., Azouni A., Transient freezing-thawing phenomena in water-filled cohesive porous materials. Cold Regions Science and Technology (accepté en 2006).

[10] Tran N.L., Dupas A., Méthodes diélectriques de mesure de la teneur en eau dans les matériaux de génie civil. Journées de Physique, Les Arcs (France) 14-17 décembre 1987, Bulletin de Liaison des Laboratoires des Ponts et Chaussées, Spécial XV (1988) 157-164.

[11] Dupas A., Cottineau L.M., Thorel L., Garnier J., Capacitive sensor for water content measurements in centrifuged porous media. International Symposium on Physical Modelling and Testing in Environmental Geotechnics, La Baule (France) 15-17 mai 2000, LCPC (2000) 11-18.

[12] Kaatze U., The dielectric properties of water in its different states of interaction. Journal of Solution Chemistry 26(11) (1997) 1049-1112.

[13] Zakri T., Laurent J-P., Vauclin M., Theoretical evidence for Lichtenecker’s mixture formulae based on the effective medium theory. Journal of Physics D: Applied Physics 31 (1998) 1589-1594.

[14] Kaufmann J., Experimental identification of damage mechanisms in cementitious porous materials on phase transition of pore solution under frost deicing salt attack. PhD thesis, EPFL-EMPA (1999), 193 p.

[15] Fabbri A., Fen-Chong T., Coussy O., Dielectric capacity, liquid water content, and pore structure of thawing-freezing materials. Cold Regions Science and Technology 44 (2006) 52-66.

[16] Hervé E., Thermal and thermoelastic behaviour of multiply coated inclusion-reinforced composites. International Journal of Solids and Structures 39 (2002) 1041-1058.

[17] Dormieux L., Bourgeois E., Introduction à la micromécanique des milieux poreux, Presses de l’École Nationale des Ponts et Chaussées (2002), 175 p.


DURABILITE DU BETON EN CONDITIONS HIVERNALES - DEVELOPPEMENT D'UNE METHODE D'EVALUATION

S. Arnaud, G. Orcel

Groupe Ouvrages d'Art, Génie Physique - LRPC de Lyon Résumé Le mécanisme de dégradation du béton par écaillage lors de cycles gel-dégel en présence de solution saline fait intervenir différents paramètres. Ceux-ci ont été identifiés et leur sensibilité a été étudiée en réalisant des essais de performance en laboratoire. Les essais ont permis de mieux appréhender le phénomène en mettant en évidence d'une part l'importance prépondérante de l'influence de la qualité de la peau du béton, et d'autre part l'influence de la résistance intrinsèque des granulats au gel en présence de solution saline. Les essais réalisés ont également conduit à préciser l'influence de certains paramètres de l'essai de performance tels que la hauteur de saumure et le mode de conservation des échantillons. Mots-clés Gel-dégel - Solution saline - Teneur en air - Ecaillage - Mesure du facteur d'espacement

1. INTRODUCTION Les inspections détaillées faites dans le cadre de la politique de surveillance et d'entretien du patrimoine Ouvrages d'Art mise en place par la Direction des Routes ont permis dès 1979 de mettre en évidence d'importantes dégradations du béton. Le niveau des dégradations dues au gel dépend de la rigueur hivernale. Suite aux hivers 1985 - 1986 - 1987 et 1990, celui-ci a été très important en Rhône-Alpes, ce qui a conduit d'une part au développement d'essais de performance, d'autre part à l'établissement de recommandations régionales (1992) [1] puis nationales (2003) [2]. Les cycles gel-dégel répétés peuvent provoquer deux types de dégradations [3] : - Une micro-fissuration dans la masse du béton, voire une fissuration et un

gonflement, c'est le gel interne. - Une dégradation de surface sous l'effet conjugué des cycles gel-dégel et de

solution saline, c'est l'écaillage. Celui-ci se traduit par une perte de matériaux, sous forme d'écailles de la matrice cimentaire et/ou de granulats plus ou moins importante.


Les résistances au gel interne [4] [5] et à l'écaillage [6] du béton sont caractérisées par des essais de performance en laboratoire. La démarche d'amélioration de l'essai d'écaillage nécessite de mieux appréhender les mécanismes de la dégradation de surface du béton soumis à des cycles gel-dégel en présence de solution saline en précisant l'influence des différents paramètres sur les résultats de l'essai de performance. Une synthèse des principaux résultats obtenus fait l'objet de ce document.

2. BETONS ETUDIES La formule de base étudiée est dérivée d'une formule utilisée dans une usine de préfabrication en diminuant volontairement la quantité de ciment à 350 kg/m³ afin de mieux maîtriser le niveau de l'écaillage souhaité. Formule de base pour 1 m³ GRANULATS : Carrière Fromant - Auberives en Royans (38) sable 0/4 roulé lavé 655 kg gravillon 4/12,5 roulé 280 kg gravillon 12,5/22,4 roulé 920 kg CIMENT : Lafarge - le Teil CEMI 52,5 N PMES CP2 350 kg EAU : réseau 150 l ADJUVANTS : FOSROC CIA - Chasse sur Rhône (69) Super plastifiant - Résiflow BB40 : 3,250 kg Accélérateur - Résivit : 3,791 kg Entraîneur d'air - Rési-air 200 (*) (*)Les essais d'écaillage ont été réalisés avec cinq formules de béton dont la teneur en air variait de 2,1 % à 5,5 %, ce qui correspond à un dosage en entraîneur d'air de 0,350 kg à 3,500 kg.

3. VARIATION DES PARAMETRES INFLUENCANT L'ESSAI D'ECAILLAGE

Les paramètres pouvant influencer les résultats des essais d'écaillage ont été préalablement identifiés. Ils sont de deux types. Certains sont des paramètres d'essais, fixés par le mode opératoire de la norme, tels que : - la hauteur de saumure et les caractéristiques de la solution, - la conservation des éprouvettes, - le cycle gel-dégel. Les autres paramètres sont liés aux caractéristiques du béton et/ou de l'ouvrage. Il s'agit de : - la teneur en air, - la qualité de la peau du béton, - la qualité des granulats (notamment leur gélivité), - le type de surface testée [7].


-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Temps en heures

Tem

péra

ture

en

°C

hauteur de saumure 3 mm



Les variations du dosage en entraîneur d'air ont permis d'étudier l'influence de chacun des autres paramètres pour différents niveaux d'écaillage.

4. RESULTATS OBTENUS Chaque paramètre a été étudié indépendamment. Les observations suivantes ont été enregistrées. - La hauteur de saumure doit être constante et inférieure à 8 mm pour que soit

respecté le fuseau du cycle de l'essai. Plus la hauteur de saumure est importante et plus le respect du fuseau du cycle est délicat.

Figure 1. Variation de la hauteur de saumure (fuseau de la norme XP P 18420). - La conservation des éprouvettes avant l'essai dans un caisson fermé sans courant

d'air en complément des dispositions prévues à l'étape 2 de la norme XP P 18-420 réduit la dispersion des quatre échantillons.


Tableau 1. Conservation des échantillons. Le rapport étendue/médiane est ramené de 161 % à 70 %. Dans une pièce régulée 20 ± 2°C et 65 ± 5 % HR

Etendue des 4 échantillons de l'essai (g/m²)

Essai médiane 1 2 3 4 maxi mini étendue rapport étendue/médiane

1 1703 1276 2690 2131 782 2690 782 1908 112 % 2 831 1537 1168 336 494 1537 336 1201 145 % 3 30 30 133 31 19 133 19 114 380 % 4 39 22 57 120 9 120 9 111 285 % 5 218 183 146 253 298 298 146 152 70 % 6 78 102 71 86 32 102 32 70 90 % 7 466 85 947 385 550 947 85 862 185 % 8 73 51 67 95 78 95 51 44 60 % 9 137 164 80 109 250 250 80 170 124 % moyenne 161 %

Dans un caisson régulé (pas de courant d'air) 20 ± 2°C et 65 ± 5 % HR

Etendue des 4 échantillons de l'essai (g/m²)

Essai médiane 1 2 3 4 maxi mini étendue rapport étendue/médiane

1 161 221 146 177 67 221 67 154 96 % 2 1424 1655 1287 1416 1431 1655 1287 368 26 % 3 1340 968 1712 2310 907 2310 907 1403 105 % 4 1257 1932 1177 905 1337 1932 905 1027 82 % 5 55 72 49 50 61 72 49 23 42 % moyenne 70 %

- Les zones aux niveaux desquelles s'amorce l'écaillage sont mises en évidence.

Elles correspondent à des zones de coloration différente liées à la micro-fissuration et à la porosité de la matrice cimentaire. L'apparition de zones "sombres" au cours des essais d'écaillage montre que la peau du béton n'est pas homogène dans sa structure même sur une surface relativement faible (15 x 15 cm).

Figures 2 et 3. Zones sombres.


- Des granulats classés non-gélifs selon la norme NF EN 1367-1 peuvent être altérés par les cycles gel-dégel en présence de solution saline. Ce phénomène a une importance non négligeable sur les résultats des essais sur faces sciées.

Figures 4 et 5. Granulats peu ou pas altérés par les cycles gel-dégel en présence d'eau et complètement éclatés sous l'action conjuguée de la solution saline et des cycles gel-dégel. - Les valeurs d'écaillage obtenues avec une solution saline sont plus élevées que

celles obtenues avec de l'eau ou avec un agent de déverglaçage sans chlorure.

matériaux Fromant matériaux SMAG

face fond de moule

écaillage en g/m² eau clearwit sol. saline eau clearwit sol. saline

56 cycles 10 18 466 14 59 218

112 cycles 18 119 2603 23 286 897

face sciée

écaillage en g/m² eau clearwit sol. saline eau clearwit sol. saline

56 cycles 27 33 204 17 36 78

112 cycles 32 61 426 33 79 224 Tableau 2. Le rôle des pressions osmotiques est mis en évidence sur les deux types de matériaux aussi bien en face fond de moule qu'en face sciée. Les particules écaillées en face fond de moule sont essentiellement issues de la matrice cimentaire, en revanche l'écaillage des faces sciées est composé à la fois de particules de matrice cimentaire et d'éclats de gravillons altérés lors de la préparation de surface par sciage.

5. CONCLUSION L'essai d'écaillage est un essai destructif destiné à déterminer la résistance de la peau du béton lors de l'agression de cycles gel-dégel en présence de solution saline. Une des difficultés rencontrées dans la compréhension de ce mécanisme de dégradation est liée au fait que les essais de qualification initiaux altèrent les propriétés intrinsèques de la peau du béton.


Les essais réalisés ont permis de qualifier l'influence des paramètres tels que les caractéristiques de la solution saline (nature et hauteur), la conservation des échantillons, la gélivité des granulats et la qualité de la peau du béton. Ils mettent en évidence l'intérêt de la réalisation d'essais en face fond de moule, caractérisant la résistance de la peau du béton et les difficultés d'interprétation de l'essai en face sciée, qui associe au phénomène la dégradation d'éclats de granulats altérés par sciage. Ils montrent l'importance prépondérante de la qualité de la peau du béton dans le développement du phénomène de dégradation par écaillage.

6. REFERENCES [1] Groupe de travail Rhône-Alpes - Recommandations pour la durabilité des bétons durcis soumis

au gel - mars 1992.

[2] LCPC - Guide technique Recommandations our la durabilité des bétons durcis soumis au gel - décembre 2003.

[3] ATILH (Association Technique de l'Industrie des LIants Hydrauliques) - Le béton exposé aux agressions hivernales. Documentation technique n° 1, janvier 1989.

[4] Norme P 18-424 - Essai de gel sur béton durci. Gel dans l'eau - Dégel dans l'eau.

[5] Norme P 18-425 - Essai de gel sur béton durci. Gel dans l'air - Dégel dans l'eau.

[6] Norme XP P 18-420 - Essai d'écaillage des surfaces de béton durci exposées au gel en présence d'une solution saline.

[7] Baroghel-Bouny V., Arnaud S., Henry D., Carcassès M., Quénard D., Vieillissement des bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXI° siècle. III - Propriétés de durabilité des bétons mesurées sur éprouvettes conservées en laboratoire, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n° 241, nov.-dec. 2002, pp 13-59.


TECHNIQUES DE DIAGNOSTIC DE L’ETAT D’UN BETON SOUMIS A UN INCENDIE

L. Divet(1), S. Arnaud(2), X. Derobert(1), P. Fasseu(3), R. Faure(4), C. Larive(4), B. Naquin(2), G. Olivier(5) (1) Laboratoire Central des Ponts et Chaussées, Paris et Nantes (2) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, Lyon (3) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, Lille (4) Centre d’études des tunnels, Lyon (5) Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées, LREP – Centre de Melun Mots-clés Béton - Diagnostic - Incendie - Altération

1. INTRODUCTION Les dégradations de béton par incendie sont relativement rares pour les ouvrages d’art et affectent davantage les bâtiments. Il existe néanmoins quelques cas d’incendie de camions sous des ponts en béton qui ont provoqué un endommagement significatif du matériau. On peut également citer cinq incendies importants dans les tunnels (tunnel sous la Manche – 1996, tunnel du Mont Blanc – 1999, tunnel de Tauern en Autriche – 1999, tunnel du Gothard en Suisse – 2001, tunnel de Fréjus - 2005). L’évaluation précise des caractéristiques du béton des parties d’ouvrage restant après incendie constitue évidemment un préalable indispensable à toute ébauche de projet de réparation. Dans ces conditions, il est nécessaire de pouvoir évaluer les caractéristiques mécaniques résiduelles du béton ainsi que de connaître la profondeur de l’endommagement dans le but d’optimiser les travaux de réparation. Lors de nombreuses missions d’expertise et au cours de travaux de recherche, le réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées ainsi que le Centre d’Etudes des Tunnels (CETU) ont acquis des connaissances et des compétences dans le diagnostic de l’état d’un béton soumis à un incendie. Par ailleurs, les Laboratoires des Ponts et Chaussées disposent d’une panoplie complète de méthodes pertinentes de mesure et d’essais de terrain et de laboratoire. Le guide « Méthodes d’essai des lpc n°62 » [1] a pour objectif d’établir les capacités et les limites des méthodes de diagnostic de l’état d’un béton soumis à un incendie. Mais, dans le cas d’une structure incendiée, il est aussi fondamental de s’intéresser à l’état des aciers car ceux-ci sont très sensibles à la chaleur. Ce guide est destiné aux donneurs d’ordre pour les aider à formuler leur demande d’études ainsi qu’aux techniciens (futurs utilisateurs de ces méthodes, laboratoires souhaitant s’équiper…). Ce document est structuré en quatre parties :


- Partie 1 : Généralités - Partie 2 : Observations et mesures in situ - Partie 3 : Méthodes d’essai de laboratoire - Partie 4 : Retour d’expériences sur d’autres méthodes La première partie rappelle quelques généralités sur l’évolution du matériau béton sous l’effet de la température (microstructure, propriétés mécaniques, déformation thermique et dégradation par écaillage ou éclatement) et donne des notions sur la démarche à mettre en œuvre pour réaliser un diagnostic fiable et pertinent. La seconde partie concerne les observations et les mesures que l’on peut effectuer in situ (essai de dureté de surface au scléromètre et auscultation sonique). La troisième partie rassemble les méthodes de mesure et d’essais de laboratoire disponibles dans le réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées et pour lesquelles il existe une longue expérience. L’évaluation de l’endommagement du béton se fait par la détermination des caractéristiques du béton par profil sonique et par la mesure du module d’élasticité à l’aide de la méthode de fréquence de résonance. Les températures maximales atteintes dans le béton et le profil de diffusion de la chaleur peuvent être estimés par trois méthodes : la microscopie électronique à balayage, l’analyse thermique et la diffractométrie des rayons X. La dernière partie présente certaines méthodes de mesure et d’essai en cours de développement, mais qui paraissent prometteuses (réfraction des ondes de compression, méthode radar, analyse d’images, colorimétrie, forage avec enregistrement des paramètres, thermoluminescence, ondes de surface et méthode MASW). Enfin, il est apparu opportun de faire apparaître, pour chacune des méthodes décrites, les coordonnées des interlocuteurs du réseau du Laboratoire des Ponts et Chaussées ainsi que du CETU susceptibles de renseigner efficacement les personnes intéressées. Dans cet article, nous présentons uniquement le principe de certaines méthodes développées dans le guide « Méthodes d’essai des lpc n°62 » [1]. Les informations concernant l’objet de la mesure et le domaine d’application, l’appareillage, la méthodologie, l’exploitation des résultats et les exemples d’utilisation des méthodes sont données dans ce guide.

2. INSPECTION DE L’OUVRAGE Après un incendie, la quantité de débris et le noircissement de la structure peuvent donner une impression exagérée de la gravité des dégradations, notamment dans le cas d’un incendie violent. A l’inverse, lorsque la température atteinte n’a pas été élevée mais s’est maintenue longtemps, la profondeur d’endommagement peut être sous-estimée. Dès qu’il est possible d’accéder sur le site, il est important de pouvoir évaluer le niveau d’endommagement de la structure pour s’assurer de la sécurité de sa stabilité et de déterminer la suite à donner au sinistre : démolition partielle ou totale,


confortation et réparation. Le diagnostic nécessite une évaluation aussi précise et exhaustive que possible du niveau de la perte de la résistance mécanique du béton, de l’état résiduel des armatures et de la profondeur d’endommagement. La procédure mise en œuvre comprend en premier lieu une inspection visuelle détaillée de l’ouvrage qui conduira ensuite à fixer le programme d’essais non destructif in situ ainsi que des prélèvements et analyses d’échantillons. Selon la durée de l’incendie, les dégâts apparents sur un élément en béton prennent successivement les aspects suivants :

- un écaillage superficiel de profondeur centimétrique se propageant plus ou moins profondément jusqu’aux armatures ; - une chute des caractéristiques mécaniques des armatures de surface, leur dilatation et ses conséquences : perte d’adhérence et éclatement du béton d’enrobage ; - une décohésion généralisée du béton et la ruine totale de l’ouvrage.

Avant que les premiers dégâts visibles n’apparaissent, l’échauffement du béton lui occasionne des transformations physico-chimiques délétères. L’eau libre se vaporise, créant ainsi des surpressions internes, la portlandite se décompose en chaux qui sera potentiellement expansive à terme, les hydrates de calcium de la phase liant se décomposent et font ainsi chuter la résistance mécanique du béton, les granulats calcaires se décarbonatent ce qui entraîne leur désagrégation.

3. ESSAI DE DURETE DE SURFACE AU SCLEROMETRE Une masse propulsée par un ressort projette une tige de percussion au contact de la surface. Le résultat de l’essai est exprimé par la mesure de la distance de rebondissement de la tige. Cette distance est d’autant plus grande que la dureté de surface est élevée. L’indice sclérométrique Ism est l’indication fournie par un scléromètre correspondant à cette distance de rebondissement.

4. AUSCULTATION SONIQUE La vitesse sonique et l’atténuation sont deux paramètres qui permettent d’obtenir une information qualitative sur le matériau et sur la structure. La vitesse sonique des ondes longitudinales est en relation avec le module d’élasticité et la résistance à la compression après étalonnage. L’atténuation donne un complément d’information estimatif sur la cohésion, la compacité ainsi que sur l’hygrométrie du milieu de propagation. Sa mesure et son exploitation sont complexes du fait du grand nombre de paramètres qui entrent en jeu (température, humidité, qualité de l’état de surface et du couplage des transducteurs). Dans le cas d’un béton soumis au feu, l’élévation de température provoque une modification physico-chimique du matériau. L’auscultation sonique, basée sur des mesures de temps de parcours et d’énergie transmise, est une méthode particulièrement bien adaptée à ce type d’investigation.


5. CARACTERISTIQUE DU BETON PAR PROFIL SONIQUE Cette méthode est une application des lois de propagation des ondes soniques de compression dans les matériaux qui permet d’en déterminer les caractéristiques mécaniques et d’estimer l’homogénéité du milieu de propagation, de déceler des vides, délaminages et micro-fissurations. La dégradation du béton, lorsqu’il est soumis à un incendie, affecte ses propriétés mécaniques. Le niveau de cette dégradation peut être évalué grâce à la mesure de la variation des caractéristiques de propagation des ondes de compression dans le béton. Les vitesses soniques et les atténuations d’énergie sont deux paramètres qui permettent d’obtenir une information qualitative sur le matériau. La vitesse sonique évolue en relation avec le module d’élasticité et la résistance à la compression. L’atténuation donne un complément d’information estimatif sur la rigidité et la compacité du milieu de propagation. La méthode ne nous autorise pas, à l’heure actuelle, à exploiter isolément l’amplitude ou l’atténuation du signal ultrasonore à cause du trop grand nombre de paramètres qui influencent la mesure (humidité, température, qualité de l’état de surface et du couplage aux transducteurs…).

6. DETERMINATION DU PROFIL DE MODULE D’ELASTICITE DANS DU BETON DURCI PAR LA METHODE DE FREQUENCE DE RESONNANCE

La dégradation du béton affecte différents aspects de ses propriétés mécaniques (élasticité et rupture). Le niveau de cette dégradation peut donc être évalué par la diminution relative de l’une de ces caractéristiques comme le module d’élasticité de flexion. Le principe de la mesure repose sur la détermination du module d’élasticité dynamique à partir de la mesure de la fréquence propre de résonance de disques obtenus par sciage en tranches successives de carottes prélevées dans l’ouvrage. Ces mesures, réalisées ainsi à différentes profondeurs dans le béton prélevé, permettent de dresser son profil de module d’élasticité, du parement jusqu’au cœur de la structure.

7. ESTIMATION DES TEMPERATURES ATTEINTES DANS LES BETONS PAR MICROSCOPIE ELECTRONIQUE A BALAYAGE

Le principe de la microscopie électronique à balayage consiste à déplacer un faisceau d’électrons de haute énergie et très focalisé (environ 50 mm de diamètre) suivant une série de lignes parallèles sur la surface de l’échantillon à analyser. L’interaction du faisceau d’électrons avec la surface induit plusieurs phénomènes : absorption d’électrons, rétrodiffusion et diffraction d’électrons, émission d’électrons secondaires et Auger, émission de photons X, UV et visibles (cathodoluminescence). Chacun de ces effets peut donner lieu à la formation d’une « image », si l’on dispose du détecteur correspondant, capable de transformer l’effet obtenu en signal électrique.


L’utilisation des électrons secondaires est le mode habituel de formation d’images pour les microscopes à balayage courants. Elle donne une information sur la topographie d’un échantillon massif. En effet, la grande profondeur de champ et la haute résolution permettent la visualisation de détails très fins de la microstructure. Le contraste de composition ou de numéro atomique peut être visualisé à partir des électrons rétrodiffusés. Par contre, cette technique nécessite de travailler sur des surfaces polies. Enfin, il est possible d’analyser, à l’aide d’un spectromètre, les photons X caractéristiques de chaque élément entrant dans la composition chimique de l’échantillon.

8. ESTIMATION DES TEMPERATURES ATTEINTES DANS LES BETONS PAR ANALYSES THERMIQUES

Le principe de l’analyse thermogravimétrique est de mesurer en fonction du temps ou de la température les variations de masse d'un échantillon soumis à un programme de température déterminé. Le principe de l'analyse thermique différentielle est de mesurer, en fonction du temps ou de la température, la différence de température entre un échantillon et une référence provoquée par toutes modifications physique et/ou chimique de l’échantillon lorsqu’ils sont soumis à une même loi de variation de température. Ces deux méthodes permettent d'obtenir des données soit qualitatives soit quantitatives. La thermogravimétrie et sa dérivée, notée DTG, quantifient les diverses pertes ou reprises de masse observées au cours de l'essai. L'analyse thermique différentielle permet une identification des phases responsables des différentes pertes ou reprises de masse observées au cours de l'essai.

9. LA METHODE RADAR La technique radar repose sur l'utilisation d'impulsions électromagnétiques émises par une antenne d'émission. Celles-ci se propagent en s'atténuant dans les matériaux et à chaque interface de deux matériaux électromagnétiquement différents, une partie de l'énergie de l'impulsion est réfléchie vers la surface. Les échos successifs sont alors enregistrés dans un signal temporel par l'antenne de réception. En général, les antennes émettrice et réceptrice se situent dans un même boîtier, ce qui correspond à une configuration classique d'acquisition. La juxtaposition des signaux temporels enregistrés lors du déplacement de l’antenne radar (émettrice-réceptrice) permet d’obtenir une coupe-temps, souvent présentée avec une échelle de couleurs (ou de niveaux de gris) corrélée aux amplitudes des signaux, et donnant des informations géométriques sur la structure auscultée.

10. TRAITEMENT D’IMAGES APPLIQUE A UN FAÏENÇAGE DE PAREMENT DE BETON APRES INCENDIE

La méthode repose sur l’hypothèse que la géométrie du faïençage reflète la dégradation du béton et dépend de l’intensité de l’incendie. L’appareil photo est positionné par rayon laser au centre du cercle correspondant à l’arc de la voûte, les images sont ainsi toutes à la même échelle. Un logiciel de traitement d’image, utilisable sur PC et disponible au CETU, a été développé pour analyser les clichés réalisés après incendie dans des zones


faïencées. Une procédure de traitement a été adaptée à ce type d’images. Le logiciel permet de traiter en série toutes les images stockées dans un même répertoire. Les paramètres calculés (aire, périmètre, …) sont stockés dans un fichier exploitable sur tableur.

11. LA COLORIMETRIE DES BETONS La couleur dépend des interférences des différentes longueurs d'onde de la lumière incidente quand celle-ci se reflète sur une surface aux motifs réguliers, comme celle d'un cristal. La variation des formes de cristallisation d'un béton se traduit donc par une couleur différente. Comme cette cristallisation n'est pas réversible, le béton conserve la couleur qui correspond à la plus forte température atteinte. Les coordonnées chromatiques fournies par un colorimètre sont au nombre de trois (Systèmes L-a-b, ou X, y, z ou R V B par exemple). Leur utilisation pratique peut nécessiter la définition d'une pseudo-norme pour n'avoir qu'une valeur représentant cette chromaticité, par exemple (L2 + a2 + b2)1/2. L'usage de la colorimétrie devrait permettre de connaître la température maximale d'un béton lors d'un incendie.

12. FORAGES DESTRUCTIFS AVEC ENREGISTREMENT DES PARAMETRES POUR LA DETERMINATION DE LA PROFONDEUR DE BETON ENDOMMAGE APRES UN INCENDIE

Le principe consiste à mesurer la vitesse de pénétration d’un foret, qui peut être directement reliée à la résistance du milieu traversé.

13. EVALUATION DE L’ECHAUFFEMENT DU BETON PAR THERMOLUMINESCENCE

Les cristaux présents dans les roches se transforment progressivement au cours du temps sous l’effet de la radioactivité naturelle de la terre. Or, si pour une raison quelconque, on apporte au cristal une certaine élévation de température, les modifications structurales engendrées au cours du temps par la radioactivité naturelle disparaissent. L'énergie accumulée par le "bombardement" radioactif est libérée sous l'action de la chaleur et se manifeste par une émission de lumière qui dure tout le temps nécessaire au retour à l'état originel du cristal. Ce phénomène est appelé la radio-thermo-luminescence.

14. LES ONDES DE SURFACE – METHODE MASW Les ondes de surface ont une profondeur de pénétration voisine de leur longueur d’onde, leur comportement va dépendre de la fréquence. Les petites longueurs d’onde porteront des informations sur le milieu proche de la surface tandis que les plus grandes longueurs d’onde renseigneront sur le milieu plus en profondeur. Si les propriétés mécaniques du béton varient en fonction de la profondeur, la vitesse des ondes de surface variera en fonction de la fréquence : l’onde est dispersive. Ce sont ces variations de la vitesse (de phase et ou de groupe) en fonction de la fréquence qui vont être utilisées pour reconstruire le milieu en résolvant un problème inverse.


15. REFERENCE [1] Méthodes d’essai des LPC n° 62, Présentation des techniques de diagnostic de l’état d’un béton

soumis à un incendie, techniques et méthodes des laboratoires des ponts et chaussées, décembre 2005, 114 pages.



Thème 5

Jeune âge et retrait



EVOLUTION PHYSICO-CHIMIQUE ET RETRAIT ENDOGENE DES MATRICES CIMENTAIRES AU TRES JEUNE AGE : APPORTS DE L'EXPERIMENTATION

P. Mounanga(1), A. Khelidj(1), V. Baroghel-Bouny(2), A. Loukili(1) (1) Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique, GeM, UMR CNRS 6183 (2) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé Cette étude s’intéresse au comportement de pâtes de ciment au très jeune âge et particulièrement à l’influence de la température sur leur évolution physico-chimique (degré d’hydratation et teneur en portlandite) et leurs déformations chimique et endogène. Ces déformations sont largement impliquées dans le phénomène de fissuration précoce des matrices cimentaires, responsable de l’augmentation de la perméabilité et de la diminution des propriétés de confinement de ces matériaux. L’ étude a porté sur des pâtes de ciment de faible rapport eau/ciment (E/C = 0,25 ; 0,30 ; 0,35 et 0,40) conservées à différentes températures (T = 10, 20, 30, 40 et 50°C). Une relation bi-linéraire entre le degré d’hydratation et la teneur en Ca(OH)2 a été mise en évidence. Le seuil de précipitation importante de Ca(OH)2 correspond à un gain sensible de rigidité du matériau. Par ailleurs, l’influence de la température sur l’amplitude de la contraction Le Chatelier a été observée dès 40°C. Enfin, le retrait endogène volumétrique est quasi-linéairement lié à l’évolution du degré d’hydratation à partir du seuil de précipitation de Ca(OH)2. L’analyse des résultats montre également la nécessité d’études complémentaires sur la mesure des déformations endogènes afin d’éclaircir la différence observée entre mesures volumétriques et mesures linéaires. Mots-clés Retrait endogène - Hydratation - Température - Jeune âge

1. INTRODUCTION Les déformations au très jeune âge des matrices cimentaires constituent aujourd’hui l’un des phénomènes clairement identifiés comme étant à l’origine de la (micro)fissuration des matériaux cimentaires utilisés dans la construction d’ouvrages de Génie Civil. Associé à l’hydratation des constituants du ciment, le retrait endogène se traduit par un rétrécissement naturel du matériau au cours de sa maturation. Lorsqu’il est empêché, le retrait peut provoquer l’apparition de (micro)fissures et de fissures traversantes dans la matrice liante. Cette augmentation de la porosité engendre une diminution des caractéristiques de confinement du


matériau et une augmentation de sa perméabilité. La durabilité des constructions dépend alors des variations dimensionnelles, entre autres, de la matrice cimentaire au très jeune âge. Dans ce travail de recherche, on s’intéresse au retrait endogène de pâtes de ciment, à la contraction Le Chatelier (ou « retrait chimique »), qui constitue la composante chimique du retrait endogène, et aux mécanismes moteurs de ces déformations i.e. l’hydratation du ciment. L’étude porte sur le très jeune âge des matrices cimentaires. La première partie de l’article présente rapidement les méthodes d’essais utilisées. La deuxième partie concerne l’analyse croisée des résultats obtenus avec, comme introduction à de prochaines études, une discussion de l’effet du comportement au très jeune âge sur le développement des propriétés à long terme des matrices cimentaires.

2. ETUDE EXPERIMENTALE

2.1 Matériaux étudiés Les mesures de quantité d’eau liée, de retrait chimique et de retrait endogène ont été réalisées sur des pâtes de ciment pures. Le ciment est de type CEM I (C3S : 70.15%, C2S : 7.77%, C3A : 3. 81%, C4AF : 5.95%, gypse : 5.22%). L’eau utilisée pour le mélange est distillée et désaérée quelques heures avant le malaxage. La durée de malaxage des pâtes de ciment est de 3 minutes, réparties en deux séquences de 90 secondes à vitesse lente puis à vitesse rapide. Le malaxeur, d’une capacité de 5 litres, est conforme à la norme NF EN 196-1.

2.2 Méthodes d’essais utilisées et paramètres expérimentaux Le degré d’hydratation et la teneur en portlandite des pâtes de ciment ont été déterminés à partir de la mesure, par analyse thermogravimétrique (ATG), de la quantité d’eau liée au ciment. Les retraits chimique et endogène ont été mesurés par pesée hydrostatique (figure 1). Le protocole expérimental et la méthode de dépouillement des résultats sont détaillés dans [1]. Le plan de l’étude expérimentale est récapitulé dans le tableau 1. Tableau 1. Principaux paramètres de l’étude expérimentale.

Caractéristiques mesurées

Méthodes d’essais

Période d’essais

Masses des échantillons

Type de ciment

Rapports E/C

Températures d’essais

Degré d’hydratation Teneur en portlandite

ATG 40 - 70 mg

Prise Vicat Norme NF EN 196-3 350 - 390 g

Retrait chimique 20 - 30 g

0,25 ; 0,30 0,35 ; 0,40

Retrait endogène Pesée

hydrostatique

0 - 24 h

90 - 120 g

CEM I

0,25

10°C ; 20°C ; 30°C 40°C ; 50°C


Figure 1. Méthodes de mesure des retraits chimique et endogène au très jeune âge.

3. RESULTATS ET ANALYSES

3.1 Evolution physico-chimique des pâtes de ciment La figure 2 présente le résultat des mesures de teneur en portlandite en fonction du degré d’hydratation des pâtes de ciment. On observe une relation bi-linéaire entre le degré d’hydratation des pâtes de ciment et leur teneur en Ca(OH)2, la mesure conjointe par ATG favorisant la corrélation entre ces deux paramètres physico-chimiques. Au-delà de l’aspect métrologique, il est possible d’affiner l’analyse en distinguant deux périodes d’évolution de la teneur en Ca(OH)2 : tout d’abord très faible jusqu’à environ 7% d’hydratation, la teneur en portlandite montre une croissance linéaire jusqu’à la fin de la période d’investigation. Le fait que la relation entre les deux paramètres soit unique induit que la stoechiométrie des réactions d’hydratation au très jeune âge est peu modifiée par la teneur initiale en eau et la température de conservation, dans les plages de rapports E/C et de températures étudiées. Selon plusieurs auteurs, des cristaux de portlandite apparaissent très rapidement après le commencement de l’hydratation [2]. Il faut donc considérer le seuil de détection de la portlandite non pas comme l’apparition des premiers cristaux de Ca(OH)2 au sein de la matrice mais comme une accélération particulièrement importante de la cristallisation de portlandite. Cette production importante de portlandite est généralement associée à un gain de rigidité du matériau. En effet, la consommation d’ions OH- et Ca2+ accélère la dissolution des constituants du ciment et la formation d’hydrates. Afin de mettre en évidence le lien entre le seuil d’évolution chimique du matériau (échelle microscopique), caractérisée par l’augmentation importante de la teneur en Ca(OH)2, et le développement des propriétés mécaniques de la matrice, à une échelle macroscopique, on a représenté, à la figure 3, les échéances de début et de fin de prise Vicat et l’âge du seuil de cristallisation importante de Ca(OH)2. Les résultats présentés concernent les pâtes de ciment à E/C = 0,30 mais ces observations peuvent être étendues aux pâtes de ciment à E/C = 0,25 ; 0,35 et 0,40.

a)

b)

a) Retrait chimique : conditions saturées

b) Retrait endogène : membrane quasi-imperméable

Echantillon

Echantillon

Balance

Bain thermostaté


0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0 10 20 30 40 50 60 70Degré d'hydratation en %

Ca(

OH

) 2 e

n g/

g E/C= 0.25 10°CE/C= 0.25 20°CE/C= 0.25 30°CE/C= 0.25 40°CE/C= 0.25 50°CE/C= 0.30 10°CE/C= 0.30 20°CE/C= 0.30 30°CE/C= 0.30 40°CE/C= 0.30 50°CE/C= 0.35 10°CE/C= 0.35 20°CE/C= 0.35 30°CE/C= 0.35 40°CE/C= 0.35 50°CE/C= 0.40 10°CE/C= 0.40 20°CE/C= 0.40 30°CE/C= 0.40 40°CE/C= 0.40 50°C

y = 0.0039x - 0.0263

0.000

0.025

0.050

0 5 10 15

Seuil de cristallisation importante de Ca(OH)2

Figure 2. Evolution de la teneur en portlandite des pâtes de ciment.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 10 20 30 40 50 60Température en °C

Age

en

h

Début de prise VicatFin de prise VicatTeneur en Ca(OH)2

Figure 3. Echéances de l’apparition de la portlandite et du début et de la fin de prise Vicat pour des pâtes de ciment à E/C = 0,30.

Etant donnée la précision de l’essai à l’aiguille Vicat (± 10 min), on peut affirmer que, dans la majorité des cas, il y a correspondance entre l’apparition de Ca(OH)2 détectée par ATG et la fin de prise Vicat. A la figure 3, cette observation se vérifie particulièrement à T = 10, 20, 40 et 50°C. Il semble donc que le seuil d’apparition de portlandite détecté par ATG au sein des pâtes constitue un bon indicateur de la prise du matériau, notamment à des températures relativement élevées.


3.2 Retrait chimique La figure 4 présente l’évolution du retrait chimique en fonction du degré d’hydratation des pâtes de ciment à différents rapports E/C (E/C = 0,25 ; 0,30 ; 0,35 et 0,40) et conservées à différentes températures (T = 10, 20, 30, 40 et 50°C).

0

5

10

15

20

25

30

35

0 10 20 30 40 50 60 70Degré d'hydratation en %

Ret

rait

chim

ique

en

mm

3 /g

E/C= 0.25 10°CE/C= 0.25 20°CE/C= 0.25 30°CE/C= 0.25 40°CE/C= 0.25 50°CE/C= 0.30 10°CE/C= 0.30 20°CE/C= 0.30 30°CE/C= 0.30 40°CE/C= 0.30 50°CE/C= 0.35 10°CE/C= 0.35 20°CE/C= 0.35 30°CE/C= 0.35 40°CE/C= 0.35 50°CE/C= 0.40 10°CE/C= 0.40 20°CE/C= 0.40 30°CE/C= 0.40 40°CE/C= 0.40 50°C

Figure 4. Evolution du retrait chimique des pâtes de ciment.

Les points de mesure sont plus dispersés que ceux représentant l’évolution de la portlandite en fonction du degré d’hydratation (figure 2). On remarque notamment que les points de mesure à E/C = 0,25 sont situés au-dessus des points de mesure obtenus pour des rapports E/C supérieurs. Cette observation peut s’expliquer par les différences de conditions de conservation lors de la mesure du retrait chimique (conditions saturées) et lors du suivi du degré d’hydratation (conditions endogènes). En effet, la cinétique d’hydratation du ciment est accélérée dans le cas d’un échantillon continûment approvisionné en eau, par rapport à un échantillon semblable maintenu en conditions endogènes. Lorsque l’on représente les mesures de retrait chimique en fonction des mesures de degré d’hydratation, on introduit donc un biais, en surestimant la valeur de retrait obtenue pour un degré d’hydratation donné. Ce biais est d’autant plus important que la différence de cinétique est importante et augmente lorsque le rapport E/C considéré diminue. Il est particulièrement flagrant dans le cas des pâtes à rapport E/C = 0,25, dont la cinétique d’hydratation, en conditions endogènes, ralentit dès les premières heures après le premier contact eau-ciment [1]. On observe également que les points de mesure obtenus à 40 et 50°C sont situés dans la zone inférieure du nuage de points. La relation entre la contraction Le Chatelier et le degré d’hydratation dépend donc de la température : on peut


l’expliquer par une modification morphologique des hydrates formés à température élevée [2]. Pour des pâtes de rapport E/C compris entre 0,30 et 0,40 et maintenues à 20°C, la relation entre le degré d’hydratation et le retrait chimique peut être considérée comme unique, conformément aux résultats obtenus par Garcia-Boivin [3].

3.3 Retrait endogène La figure 5 présente l’évolution des déformations endogènes volumiques en fonction du degré d’hydratation. Ces essais ne concernent que les pâtes de ciment à E/C = 0,25. En effet, pour des rapports E/C plus élevés, la présence d’eau de ressuage à la périphérie de l’échantillon entre la membrane et le matériau peut créer une pellicule d’eau. Cette dernière perturbe les mesures en surestimant le retrait car elle constitue une source d’humidité pour l’échantillon au cours de son autodessiccation [3].

0

1

2

3

4

5

0 10 20 30 40 50Degré d'hydratation en %

Ret

rait

endo

gène

vol

umiq

ue e

n m

m3 /g 10°C

20°C30°C40°C50°C

y = 0.1115x - 0.7805

Figure 5. Retrait endogène volumique de pâtes de ciment (E/C = 0,25) entre 7 et 50% d’hydratation.

A la figure 5, l’origine des déformations endogènes a été ramenée à 7% d’hydratation, afin de se placer au moment de la rigidification du matériau, tel que défini par le seuil d’apparition de portlandite décrit plus haut (section 3.1). On observe que pour la gamme de températures étudiée (10 à 50°C), et entre 7 et 50% d’hydratation, on peut adopter une corrélation de forme linéaire entre le degré d’hydratation du ciment et l’amplitude du retrait endogène. Ce résultat confirme l’approche préconisée par Ulm et al. [4] qui introduisent un « coefficient de dilatation chimique » négatif par analogie au phénomène de dilatation thermique. Ce coefficient permet d’exprimer une relation de proportionnalité entre les déformations endogènes volumiques et l’avancement des réactions d’hydratation du ciment. Cette approche a également été retenue dans le module MEXO du logiciel CESAR LCPC pour la simulation du retrait endogène des matrices cimentaires [5].


On note tout de même, sur la figure 5, la dispersion d’un certain nombre de points, qui montre que des facteurs autres que l’avancement des réactions d’hydratation sont impliqués dans le développement des déformations endogènes. Parmi ceux-ci, on peut citer la température de conservation des pâtes de ciment qui influence la distribution de l’espace poreux [6] et l’équilibre thermodynamique entre les phases liquide et gazeuse au sein du matériau (loi de Kelvin).

4. L’ETUDE AU TRES JEUNE AGE : UN OUTIL POUR LA PREVISION DES PROPRIETES A LONG TERME ?

L’étude du comportement au très jeune âge des matrices cimentaires permet d’accéder à une période très active du matériau en terme d’évolutions physico-chimique et mécanique. Quel est l’impact de ce comportement sur le développement des propriétés à long terme ? Une première réponse peut être apportée en transposant les relations mises en évidence au très jeune âge sur des résultats obtenus à plus long terme (≥ 28 j). C’est l’objectif des deux prochains paragraphes. Concernant la teneur en portandite des pâtes de ciment, les résultats au très jeune âge ont permis d’établir une relation linéaire entre la quantité de Ca(OH)2 et le degré d’hydratation (voir figure 2). La comparaison des valeurs calculées à partir de cette relation et celles obtenues expérimentalement par Baroghel-Bouny et al. [7] sur des pâtes de ciment matures à 20°C montre une bonne concordance entre les deux types de résultats : la différence relative maximale est inférieure à 10% (voir tableau 2). Dans ce cas, l’étude au très jeune âge permet une prédiction acceptable de l’évolution physico-chimique à long terme des pâtes de ciment. Tableau 2. Résultats expérimentaux et simulation linéaire de la teneur en portlandite à long terme.

Teneur en portlandite [Ca(OH)2] (g/g de ciment) Rapport

E/C

Degré d’hydratation

α (%) [Ca(OH)2] = 0,0039α - 0,0263

(voir figure 2) Baroghel-Bouny et al.

[7] |Différence relative|

(%)

55 0,188 0,182 3,4 0,25 62 0,216 0,213 1,2 66 0,231 0,246 6,1 0,35 75 0,266 0,295 9,8

Les résultats de retrait endogène, présentés dans le tableau 3, sont moins probants : les valeurs de retrait endogène volumique obtenues dans cette étude, initialisées au temps de début de prise Vicat et converties en μm/m sont largement supérieures à celles mesurées à 1 an avec le même type de ciment et un rapport E/C identique [8]. La divergence importante entre le retrait endogène des pâtes de ciment à court et à long termes est généralement attribuée à la différence des méthodes d’essais utilisées, bien qu’aucun des phénomènes avancés (pression de la membrane sur l’échantillon, absorption d’eau et/ou ressuage durant l’essai volumétrique, etc.) n’ait été précisément quantifié [9].


Tableau 3. Résultats expérimentaux de retrait endogène de pâtes de ciment CEM I à 20°C.

Valeur du retrait à 24 h (Méthode volumétrique)

Valeur du retrait à 1 an (Méthode linéique)

Présente étude Baroghel-Bouny et Kheirbek [8]

2000 μm/m 1250 μm/m

5. CONCLUSION ET PERSPECTIVES Cette étude sur la cinétique de l’hydratation et des retraits chimique et endogène de pâtes de ciment au très jeune âge a mis en évidence : - la bi-linéarité entre l’évolution du degré d’hydratation et de la teneur en portlandite entre 0 et environ 65% d’hydratation. Le seuil de précipitation importante à environ 7% d’hydratation correspond à un gain de rigidité sensible mesuré par l’essai Vicat ; - l’influence de la température sur le retrait chimique dès 40°C qui provoque, pour un degré d’hydratation donné, une diminution de la contraction Le Chatelier ; - la relation quasi-linéaire entre l’avancement de l’hydratation et le retrait endogène entre 7 et 50% d’hydratation et entre T = 10 et 50°C. L’analyse de ces résultats montre également la nécessité d’études complémentaires sur les déformations endogènes au très jeune âge en termes métrologique et paramétrique afin de généraliser les conclusions de cette étude et d’élucider les différences entre mesures volumétrique et linéaire.

6. REFERENCES [1] Mounanga P., Khelidj A., Loukili A., Baroghel-Bouny V., Predicting Ca(OH)2 content and chemical

shrinkage of hydrating cement pastes using analytical approach, Cem. Conc. Res. 34(2) (2004) 255-265.

[2] Regourd M., L'hydratation du ciment Portland, in « Le béton hydraulique, connaissance et pratique » (Presses de l'ENPC, 1982), 193-222.

[3] Garcia-Boivin S., Retrait au jeune âge du béton : Développement d’une méthode expérimentale et contribution à l’analyse physique du retrait endogène, Thèse ENPC, Paris, 2001, 251 p.

[4] Ulm F.-J., Le Maou F., Boulay C., Creep and shrinkage coupling: new review of some evidence, Rev. Fr. Gén. Civ. 3(3/4) (1999) 21-37.

[5] Waller V., D’Aloïa L., Cussigh F., Lecrux S., Using the maturity method in concrete cracking control at early ages, Cem. Concr. Comp. 26(5) (2004) 589-599.

[6] Mounanga P., Baroghel-Bouny V., Khelidj A., Loukili A., Autogenous deformations of cement pastes – Part I: temperature effects at early age and micro-macro correlations, Cem. Conc. Res. 36(1) (2006) 110-122.

[7] Baroghel-Bouny V., Mounanga P., Loukili A., Khelidj A., Rafaï N., Autogenous deformations of cement pastes – Part II: W/C effects, micro-macro correlations, and threshold values, Cem. Conc. Res. 36(1) (2006) 123-136.

[8] Baroghel-Bouny V., Kheirbek A., Effect of mix-parameters on autogenous deformations of cement pastes - Microstructural interpretations, Conc. Sc. Eng. 3(9) (2001) 23-38.

[9] Barcelo L., Boivin S., Acker P., Rigaud S., Boulay C., Clavaud B., Linear vs. volumetric autogenous shrinkage measurement: material behaviour or experimental artefact? Proc. of Second Int. Res. Seminar on Self-desiccation and its Importance in Concrete Technology, june 18, Lund, Sweden, 1999 (Ed. by B. Persson and G. Fagerlund, Lund University), pp 109-125.


MESURES BIDIMENSIONNELLES DE RETRAIT ENDOGENE ET DE SECHAGE DANS DES MORTIERS

G. Villain(1,2), V. Baroghel-Bouny(1), J.F Bouteloup(1) (1) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris (2) Division Reconnaissance et Mécanique des Sols, LCPC, Nantes Résumé Cet article présente un dispositif de mesure des déformations d'éprouvettes cylindriques, dans deux dimensions, qui a été conçu au LCPC. L'objectif est d'obtenir les retraits selon l'axe et le diamètre de l'éprouvette cylindrique, puis les différences entre les retraits mesurés dans la zone proche de la surface soumise au séchage et les retraits mesurés au cœur de l'éprouvette. En effet, les retraits différentiels de séchage, gênés, peuvent conduire à une microfissuration superficielle qui augmente les propriétés de transport du béton et qui affaiblit ses capacités de protection des armatures dans les ouvrages en béton armé. De plus, dans le cas de plans minces horizontaux, dalles ou dallettes, les retraits différentiels de séchage sont à l'origine de la forme incurvée que peuvent prendre ces structures. Les expériences sur ce prototype de mesures bidimensionnelles ont été contrôlées par des mesures conventionnelles longitudinales, sur des prismes. Pour un mortier ordinaire et un mortier autonivelant, ont été étudiées aussi bien les déformations endogènes que les déformations de séchage et les déformations totales. L'évolution de l'humidité relative interne et celle de la microstructure des deux mortiers ont été suivies simultanément ; ceci permet une analyse approfondie des phénomènes de retrait. Mots-clés Mortier autonivelant - Retrait - Hydratation - Séchage - Microstructure - Gradient.

1. INTRODUCTION Des dalles de sols industriels et de chauffage par le sol, fabriquées avec des mortiers autonivelants rencontrent des problèmes de tuilage, c'est-à-dire de relèvement de leurs bords et de décollement en périphérie, qui peuvent éventuellement conduire à des fissurations superficielles, voire à des endommagements plus importants [1,2]. Il est donc intéressant d'étudier l'influence du séchage sur les gradients de teneur en eau et sur les retraits différentiels d'autodessication, de séchage et "total" des matériaux à base de ciment [3-8]. Pour ce faire, un dispositif de mesure des déformations axiales et diamétrales d'éprouvettes cylindriques de faible épaisseur a été mis au point [9-11]. Une campagne expérimentale très complète a été menée, permettant de suivre


simultanément l'évolution des déformations, l'évolution des gradients de teneur en eau interne, de l'humidité relative interne et l'évolution de la microstructure de deux mortiers différents : un mortier normal (noté NM) et un mortier autonivelant (noté SCM). Afin d'appréhender l'influence du séchage sur l'hydratation, l'ensemble des essais a été mené en conditions endogènes pendant 6 mois, puis en supposant l'hydratation complète, en conditions de séchage pur et enfin, dans des conditions où hydratation et séchage sont concomitants. L'objectif de cet article est de présenter le dispositif de mesure de retrait bidimensionnel, de comparer les résultats obtenus pour les deux mortiers et d'étudier l’influence du séchage sur l’hydratation ainsi que ses conséquences sur les déformations et la planéité des dalles.

2. PROGRAMME EXPERIMENTAL

2.1 Présentation du dispositif de mesures bidimensionnelles Deux dispositifs identiques ont été fabriqués (cf. Figure 1). Ils permettent de tester des éprouvettes de 16 cm de diamètre et de hauteur variable de 5 à 6 cm environ.

a) Photo


b) Schéma Figure 1. Dispositif expérimental. Chacun des deux dispositifs est constitué : d'un socle indéformable, circulaire à 3 pieds, d'un portique supportant les capteurs, de 3 chevilles à ressorts, disposées selon 3 directions radiales à 120° et servant à maintenir l'éprouvette en place et, de 6 capteurs de déplacement à transformateur différentiel Solartron DP2S (course de 2 mm et précision de 0,12 µm). Les 6 capteurs de déplacement (cf. Figure 1 et Tableau 1) permettent de mesurer : un déplacement dans l'axe de l'éprouvette, un déplacement parallèle à l'axe, situé à 7 cm de l'axe, soit à 1 cm du bord, 2 déplacements radiaux, diamétralement opposés, à 1 cm de la face supérieure et, 2 déplacements radiaux, diamétralement opposés, à 4 cm de la face supérieure. Comme ils sont fixés sur le portique, les axes des capteurs sont coplanaires. Notons cependant que, les premiers essais (SCM et NM-1 1ère gâchée) ont été réalisés avec 4 capteurs par bâti donc que les déformations radiales en bas n'ont pas été mesurées. Les données des capteurs sont enregistrées automatiquement par ordinateur. L'éprouvette est posée soit sur un pion central, soit sur une plaque de téflon dont l'épaisseur peut varier pour s'adapter à l'épaisseur de l'éprouvette. La solution choisie à la conception du dispositif était le pion central, mais des résultats obtenus à

capteurs

capteurscapteurs

D1

D9

D2

D10

D4D3

3 chevilles à ressort, placées à 120°

socle

portique


l'issue de la première campagne d'essais ont laissé supposer que des éprouvettes de mortier frais s'étaient déformées sous leur poids propre. Par conséquent, la solution d'un support plus large en téflon a été privilégiée : elle permet le relèvement éventuel des bords de l'éprouvette sous l'effet du séchage mais empêche les déformations de fluage sous poids propre. Tableau 1. Numérotation et position des capteurs de déplacement

Bâti A : Déformations endogènes

puis de séchage pur Bâti B : Déformations "totales" :

hydratation + séchage Axial au centre D3 D7

Au bord, parallèle à l'axe D4 D8 Radial haut D1, D2 D5, D6 Radial bas D9, D10 D11, D12

2.2 Mode opératoire et calcul des retraits Les essais sont réalisés dans une salle climatisée de température égale à 20±2°C et d'humidité relative égale à 65±5%. Les matériaux sont fabriqués et coulés dans des moules aux dimensions requises puis protégés de façon à éviter toute dessiccation précoce. Après la prise, en fait généralement 24 heures après la coulée, les éprouvettes sont démoulées, pesées et emballées dans deux couches d'aluminium adhésif. Une fenêtre est ménagée dans l'emballage d'aluminium afin de coller une lame mince de verre collée sur le béton humide (< 1 cm²) avec une résine à base de silane [12], à chaque point de contact entre le béton et la tige du capteur. La résine permet de rétablir l'étanchéité entre la lame de verre et l'aluminium. L'éprouvette est placée sur le socle, les ressorts relâchés et les capteurs positionnés avec minutie de manière à disposer de la course la plus grande possible. Le programme d'enregistrement est lancé, l'intervalle de temps entre deux enregistrements est modifiable. Un intervalle de 30 minutes pendant 7 jours puis de 2 heures a été choisi pendant toute la durée des essais (soit de 6 mois à 1 an). Les déplacements radiaux correspondent à la moyenne des déplacements enregistrés par deux capteurs diamétralement opposés. Si les mesures montrent un éventuel basculement d’un petit angle α, une correction peut être apportée aussi bien sur les déplacements radiaux que sur le déplacement axial mesuré [10]. Les déformations radiales sont calculées en divisant les déplacements par la longueur de référence, soit 8 cm. Le retrait axial est obtenu en divisant les déplacements par la longueur de référence, soit 5 ou 6 cm selon les cas, en supposant que le point d'appui de l'éprouvette, point opposé à la tête de capteur, est bien centré sur le pion ou bien au centre de la plaque de téflon.

2.3 Caractéristiques des mortiers étudiés et essais complémentaires Deux mortiers ont été étudiés. Le mortier normal (NM) et le mortier autonivelant (SCM) sont tous deux formulés avec du sable de rivière silico-calcaire et du ciment CEM I 52,5. SCM contient de plus des cendres volantes et des fibres polymères. Le rapport eau sur ciment de NM est égal à 0,45 comme le rapport eau sur liant de SCM [11]. Une gâchée de SCM a été réalisée et trois de NM pour étudier la reproductibilité des mesures. Des éprouvettes cylindriques φ16x5 cm de mortier SCM et NM (ou φ16x6 cm pour les 2 dernières gâchées de mortier MN) et des prismes 4x4x16 cm3 ont été fabriquées.


Afin que l'hydratation et les réactions pouzzolaniques avec les cendres volantes [13] puissent se produire en conditions endogènes, certaines éprouvettes sont restées emballées dans 2 couches d'aluminium adhésif pendant 6 mois (configuration A sur la Figure 2). A l'âge de 6 mois, ces réactions considérées comme terminées, la face supérieure a été découverte, afin d'étudier le séchage seul pendant 6 mois. Afin de se rapprocher des conditions réelles où hydratation et séchage sont concomitants donc couplés, certaines éprouvettes ont été emballées en laissant la face supérieure découverte (configuration B sur la Figure 2). La face supérieure est donc exposée aux conditions d'humidité relative de la salle d'essai soit HR = 65±5%.

Configuration B(1 face exposée à HR = 65%)

Hydratation et séchage concomittants

Configuration A(endogène)

Hydratation seule pendant 6 mois

Puis séchage pendant 6 mois

2 couches d'aluminium adhésif

hautbas

Figure 2. Schéma des deux configurations étudiées Des essais complémentaires aux mesures de déformations bidimensionnelles ont été réalisés et suivies dans le temps pendant 1 an minimum : des mesures de retrait longitudinal sur prismes 4x4x16 [14], des essais de porosité accessible à l’eau [15] et de porosimétrie au mercure [16], par prélèvements destructifs aux échéances de 7,28, 90 et 180 jours, un suivi en continu de l'humidité relative (HR) interne par des sondes miniatures (φ = 5 mm) placées dans des réservations à l'intérieur du matériau à l'emplacement des capteurs de déformation : à 1 cm et à 4 cm de la face supérieure [6,11]. D'autres essais [10,11] visant à déterminer l'évolution des gradients de teneur en eau par gammadensimétrie, des degrés d'hydratation selon le mode opératoire [16] et des essais de séchage par palier pour déterminer les isothermes de désorption selon [17], ont été réalisés mais ne sont pas présentés dans cet article.

3. RESULTATS ET ANALYSE

3.1 Validité et reproductibilité des mesures de déformation Le dispositif et le mode opératoire ont tout d'abord été validés en comparant les résultats obtenus pour les mesures latérales sur éprouvettes cylindriques de 16 cm de diamètre et les mesures longitudinales sur prismes de 16 cm de long réalisées selon la norme NF P15-433 [14] à HR = 65 ± 5%. La Figure 3-a montre effectivement une bonne correspondance pour les mesures de retrait endogène (en haut et en bas) pour le mortier NM. Pour le mortier SCM, les mesures longitudinales sur primes et latérales (en haut) sont également superposables, en conditions endogènes.


En ce qui concerne le retrait total, les mesures longitudinales sont similaires aux mesures latérales (à 1 cm de la surface exposée au séchage) pour le mortier NM (Figure 3-b), ce qui n'est pas vrai pour SCM. Cette différence peut être due à des cinétiques de séchage différentes (cf. § 3.3). Enfin, il n'est pas possible de comparer les retraits de séchage car les prismes de mortier NM sèchent très rapidement par les 6 faces exposées à l'humidité relative extérieure.

0

200

400

600

800

1000

0 30 60 90 120 150 180

Temps (jours)

Ret

raits

(µm

/m)

.

NM-3 : radial haut

prisme 4x4x16, retrait total

-50

0

50

100

150

200

250

0 30 60 90 120 150 180

Temps (jours)

Ret

raits

(µm

/m)

.

NM-3 : radial hautNM-3 : radial basprisme 4x4x16, retrait endogène

(a) retrait endogène (b) retrait "total" Figure 3. Comparaison des retraits longitudinaux (prismes) et radiaux (cylindres) de mortier NM La reproductibilité des mesures a été étudiée sur 3 gâchées de mortier NM. La Figure 4-a montre que les mesures latérales de retrait endogène sont reproductibles (±20 µm/m), pour les 3 gâchées, en haut et en bas. Cependant on note, à long terme, une différence plus marquée entre les mesures en haut et en bas. En effet, le mortier NM a tendance à ségréger, ce qui augmente la proportion de pâte de ciment en haut et donc le retrait endogène en haut. La Figure 4-b montre que les mesures latérales de retrait "total" sont reproductibles (±20 µm/m), le retrait mesuré en haut à 1 cm de la surface exposée au séchage étant nettement supérieur à celui mesuré en bas.


-50

0

50

100

150

200

250

0 30 60 90 120 150 180

Temps (jours)

Ret

raits

(µm

/m)

.

NM-3 : radial haut NM-3 : radial basNM-2 : radial haut NM-2 : radial basNM-1 : radial haut

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 30 60 90 120 150 180

Temps (jours)

Ret

raits

(µm

/m)

.

NM-1 : radial haut NM-2 : radial bas

NM-3 : radial haut NM-3 : radial bas

(a) retrait endogène (b) retrait "total" Figure 4. Reproductibilité des mesures bidimensionnelles de mortier NM

3.2 Evolution de la microstructure des deux mortiers Pour expliquer les différents comportements en déformation des deux mortiers étudiés dans les différentes configurations, il est nécessaire d'étudier l'évolution de la microstructure par porosimétrie par intrusion de mercure (Figure 5 et Tableau 2) [8]. Tableau 2. Evolution de la porosité globale mesurée par intrusion de mercure des deux mortiers SCM et NM, dans les configurations A et B

Porosité (%) Conditions endogènes Hydratation & séchage couplés Age (jours) position SCM NM SCM NM

haut 20,9% 14,3% 19,4% 14,9% 7 bas 21,4% 13,8% 19,4% 12,7% haut 19,5% 13,3% 19,6% 13,2% 28 bas 19,3% 12,7% 17,9% 13,0% haut 15,4% 11,5% 19,7% 14,1% 90 bas 16,3% 10,8% 18,0% 12,6% haut 15,2% 13,1% 19,3% 14,8% 180 bas 14,8% 11,3% 17,5% 12,7%

En conditions endogènes, entre 7 et 180 jours, la porosité globale diminue de 21% à 15% pour SCM et de 14% à 13% pour NM. Les porosités mesurées en haut et en bas sont différentes pour le mortier NM, sans doute à cause de la ségrégation, à laquelle le mortier SCM n'est pas sujet. On note que la porosité de SCM est importante mais les pores sont beaucoup plus fins (Figure 5). Quand, au bout de 6 mois, les éprouvettes sont découvertes pour sécher, la porosité n'évolue pratiquement plus, ainsi la porosité du mortier SCM conservé en conditions endogènes pendant 365 jours est égale à 14,8 ± 0,1% (comme à 180 jours) et celle mesurée au même âge après 6 mois de séchage est égale à 14,8% en bas. Par contre en haut, la porosité mesurée est inférieure, égale à 13,8%, ce que l'on peut attribuer en partie à de la carbonatation naturelle atmosphérique.


0

30

60

90

1E+0 1E+1 1E+2 1E+3 1E+4 1E+5

Rayon de pore (nm)

DV

/Dlo

g(r)

(mm

3 .g-1

.nm

-1) hydratation endogène

hydratation & séchage couplés

0

30

60

90

120

150

180

1E+0 1E+1 1E+2 1E+3 1E+4 1E+5

Rayon de pore (nm)

DV

/Dlo

g(r)

(mm

3 .g-1

.nm

-1)

(a) mortier SCM (b) mortier NM

Figure 5. Comparaison des distributions volumiques des pores des deux mortiers à l'âge de 180 jours, dans les configurations A (hydratation endogène) et B (hydratation et séchage couplés), en haut Quand les éprouvettes sont exposées au séchage après 24 heures de cure humide et le démoulage, la porosité globale évolue différemment car elle est gênée par un séchage superficiel, en particulier le mortier autonivelant SCM : en haut, la porosité globale reste constante à un niveau élevé (19,5%) et diminue peu en bas (jusqu’à 17,5%). En effet, près de la surface exposée au séchage, moins d'eau est disponible pour l'hydratation donc moins de portlandite est disponible pour les réactions pouzzolaniques. La Figure 5 montre ainsi effectivement des pores plus grossiers.

3.3 Suivi de l’humidité relative interne des deux mortiers Selon les conditions d'exposition, la microstructure et par conséquent l'humidité relative interne (HR) évoluent de manière différente.

60

65

70

75

80

85

90

95

100

0 60 120 180 240 300 360

Age (jours)

HR

(%)

0

2

4

6

8

10

12

14

16gr

adie

nt d

e H

R (%

)

Hydratation+Séchage - BasHydratation+Séchage - HautHydratation+séchage : Gradient (Bas - Haut)

60

65

70

75

80

85

90

95

100

0 60 120 180 240 300 360Age (jours)

HR

(%)

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

grad

ient

de

HR

(%)

Hydratation endogène - BasHydratation endogène - Haut

(a) mortier SCM (b) mortier NM Figure 6. Mesure de l’humidité relative (HR) interne des deux mortiers pendant un an


Pour le mortier NM (Figure 6-b), la cinétique de séchage est rapide, qu'il se produise pendant l'hydratation ou une fois l'hydratation considérée comme complète. HR reste toutefois élevée à 4 cm de la surface exposée au séchage (en bas). Pour le mortier SCM (Figure 6-a), la cinétique est lente en particulier pour le séchage "pur" car les pores du mortier SCM dont les réactions d'hydratation et pouzzolaniques ont pu se produire en conditions endogènes, sont très fins. Cependant, le séchage atteint des profondeurs plus importantes et les gradients entre le haut et le bas des éprouvettes sont moins prononcés, en particulier lorsque séchage et hydratation sont concomitants. On note une inflexion, indiquée par une flèche, des courbes de SCM qui semble correspondre aux réactions pouzzolaniques (à l'âge de 45 jours environ). Les autres ruptures de pentes ou pics des courbes présentées sont dues soit à un changement de sonde (à 300 jours sur la Figure 6-a) ou à des arrêts momentanés de la climatisation.

3.4 Conséquences sur les mesures de retrait longitudinal L'évolution des retraits est différente selon les matériaux. Pour le mortier NM (Figure 7-b), la cinétique est régulière, les retraits endogène et "total" se stabilisent au bout de 60 à 80 jours, tandis que le retrait de séchage "pur" croît jusqu'à 150 jours. Pour le mortier SCM (Figure 7-a), on observe une évolution en deux temps, qui semble correspondre d'abord à du retrait d’autodessication dû à l'hydratation (évolution entre 1 et 14 jours) puis au retrait dû aux réactions pouzzolaniques (reprise du retrait entre 28 et 60 jours).

0

200

400

600

800

0 30 60 90 120 150 180Age (jours)

Ret

rait

(µm

/m)

.

180 210 240 270 300 330 360

Age depuis le début du séchage (j)

SCM Hydratation & séchage couplésSCM Hydratation endogèneSCM Séchage après 6 mois d'hydratation pure

0

200

400

600

800

0 30 60 90 120 150 180Age (jours)

Ret

rait

(µm

/m)

.

180 210 240 270 300 330 360Age depuis le début du séchage (j)

NM Hydratation & séchage couplésNM Hydratation endogèneNM Séchage après 6 mois d'hydratation pure


Figure 7. Evolution des retraits longitudinaux des deux mortiers Les retraits endogène, de séchage et "total" du mortier MN sont supérieurs à ceux du mortier SCM, bien que SCM soit plus poreux, parce que la formulation de SCM


contient des matières inertes en proportions plus importantes ; il s'agit des granulats, des fibres et des cendres volantes en excès qui jouent un rôle de filler. Pour les deux mortiers, on constate que le retrait "total" n'est pas la somme du retrait endogène et du retrait de séchage car les matériaux sont différents lorsque l'hydratation est gênée par un séchage simultané [18]. Ce phénomène est particulièrement vrai pour le mortier SCM dont la microstructure est radicalement modifiée par le séchage simultané (Figure 5-a).

3.5 Relèvement des bords des éprouvettes en séchage pur Afin de suivre le phénomène de relèvement des bords des éprouvettes, la Figure 8, donne les déplacements enregistrés au bord, et non le retrait, en fonction du temps. En effet, le capteur étant fixé sur le socle, le déplacement de la tête du capteur intègre des déformations volumiques de l'éprouvette et ne peut donc pas être rapporté à une longueur de référence. Un gradient d'humidité entre le haut et le bas de l'éprouvette génère un retrait différentiel de séchage, donc des tractions au niveau de la face exposée qui se rétracte et relève les bords. Pour le mortier SCM, le capteur enregistre d'abord un "gonflement" correspondant au bord qui se relève pendant 45 jours environ, puis plus d’évolution voire une reprise du déplacement correspondant à un retrait. Il s'agit d'une redistribution des contraintes. On suppose que, soit cette "contraction" compense la déformation des bords, soit l’éprouvette posée sur son plot central flue sous son poids propre. Les fibres préviendraient la fissuration superficielle en augmentant la résistance à la traction du matériau. Pour le mortier NM, le capteur enregistre aussi un "gonflement" correspondant au bord qui se relève pendant 7 jours environ, puis une importante reprise de la contraction, dont l'évolution suit le déplacement axial. Dans ce cas, on suppose que, soit le déplacement de retrait (du même ordre de grandeur en haut et en bas malgré le gradient d'humidité) compense le déplacement des bords, soit l’éprouvette fissure, ce qui est probable car ce mortier est sans doute peu résistant en traction.

-10

0

10

20

30

40

50

180 210 240 270 300 330 360

Temps (jours)

Dép

lace

men

ts (µ

m)

.

Séch. pur - Radial haut Séchage pur - AxialSéch. pur - Radial bas Séchage pur - Bord

-10

0

10

20

30

40

50

180 210 240 270 300 330 360

Temps (jours)

Dép

lace

men

ts (µ

m)

.

Séchage pur - Radial haut Séchage pur - Bord



Figure 8. Mesure des déplacements radiaux et des déplacements du bord des éprouvettes cylindriques des deux mortiers, lors d’un essai de séchage pur

4. CONCLUSION ET PERSPECTIVES Un dispositif a été mis au point pour mesurer les déformations bidimensionnelles d'éprouvettes cylindriques de faible épaisseur. Des essais normalisés (NF P15-433 [14]) de mesure de retrait longitudinal ont permis de valider ce dispositif et la méthode d’essai associée. Une répétition des essais sur trois gâchées de mortier ordinaire (NM) a montré la reproductibilité des essais. Non seulement deux dispositifs identiques permettent d'étudier le comportement de deux éprouvettes dans des conditions différentes, mais encore de petites sondes thermohygrométriques (φ = 5 mm) peuvent être implantées dans des éprouvettes jumelles afin de suivre l'évolution de l'humidité interne des matériaux aux mêmes emplacements que les capteurs de déplacement. L'enregistrement des données des capteurs de déplacement et des sondes thermohygrométriques est piloté par ordinateur. Cependant, les mesures étant très sensibles aux chocs, et au fluage du matériau, en particulier lorsque les éprouvettes sont placées sur un plot central, le dispositif doit encore être amélioré notamment pour obtenir une mesure fiable des déformations axiales. Afin de comprendre l'influence du séchage sur l'hydratation et ses conséquences sur les déformations, une étude a été menée sur deux mortiers différents, en conditions endogènes pendant 6 mois, puis en supposant l'hydratation complète, en conditions de séchage pur et enfin, dans des conditions où hydratation et séchage sont concomitants. Le suivi de l'évolution des déformations, de l'évolution des gradients d'humidité relative interne et l'évolution de la microstructure des deux mortiers différents (NM et SCM), a montré que le séchage perturbait l’hydratation et par conséquent les réactions pouzzolaniques, ce qui modifie profondément la microstructure et la porosité globale en particulier pour le mortier autonivelant contenant des cendres volantes. Les matériaux obtenus ayant une microstructure différente selon les conditions de cure et de séchage, le retrait "total" (hydratation et séchage concomitants) n'est pas la somme du retrait endogène et du retrait de séchage. Les gradients d'humidité relative interne évoluent aussi différemment selon les matériaux et les conditions de cure. Ces gradients permettent d'expliquer les résultats de mesure des déformations longitudinales différentielles ainsi que celles des bords des éprouvettes qui se relèvent sous l'effet de traction au niveau de la surface exposée au séchage. Certains résultats laissent supposer qu'un matériau plus résistant à la traction et à la fissuration serait plus susceptible de prendre une forme incurvée (tuilage).

5. REMERCIEMENTS Les auteurs remercient chaleureusement Carmen Kounkou, Eric Merliot et Michel Joly pour leur participation à la conception du dispositif ainsi que Claude Boulay et Fabrice Le Maou pour leurs conseils avisés.

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[7] Baroghel-Bouny V., Experimental investigation of self-desiccation in high-performance materials – Comparison with drying behaviour, Proceedings of the International Research Seminar “Self-desiccation and its importance in concrete technology”, Lund, Sweden, june 1997, ed. by B. Persson and G. Fagerlund, p. 72-87.

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[10] Villain G. et Baroghel-Bouny V., Etude du séchage d'un mortier fluide, Partie 2 : Retraits, Convention de Recherche Lafarge-LCPC, Rapport de Synthèse, Mai 2001, L.C.P.C. Paris, 24 p.

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[12] Le Maou F., Essai de traction uniaxiale – L'utilisation des silanes fonctionnalisés dans le cas du collage sur béton humide, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n°215, Mai-Juin 1998, pp.83-85.

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[14] NF P15-433 (février 1994), Méthodes d'essais des ciments - Détermination du retrait et du gonflement, AFNOR, 5 p.


[16] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawséwitch J., Godin J., Henry D., Platret G. et Villain G., Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesures et d'essais de laboratoire, Méthodes d'essai n°58 dans Techniques et Méthodes des Laboratoires des Ponts et Chaussées, LCPC Paris, Février 2002, 87 p.

[17] Baroghel-Bouny V., Caractérisation des pâtes de ciment et des bétons, Méthodes, Analyse, interprétations, Laboratoire Central des Ponts et Chaussées, Paris, 1994, 468 p.

[18] Baroghel-Bouny V. and Godin J., Experimental study of drying shrinkage of ordinary and high-performance cementitious materials, Proceedings of the international RILEM workshop, Ed. by V. Baroghel-Bouny and P.-C. Aïtcin, October 2000, Paris, p. 215-232.


Thème 6

Fissuration/endommagement et propriétés de

transport



PRESENTATION DU LOGICIEL PICTURE ET D'UNE NOUVELLE FONCTION : QUANTIFICATION DE FISSURES

J.M. Moliard(1), P. Belin(2) (1) Service Métrologie et Instrumentation, LCPC, Nantes (2) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé Cet article présente tout d’abord brièvement le logiciel « Picture » qui a été développé par la section traitements d’images du LCPC. Ce logiciel possède un grand nombre d’outils de traitement d’images et offre la possibilité de développer par des collaborations, des méthodes répondant aux besoins des équipes du LCPC et des LR. En particulier, une méthode de mesure de longueur de fissures par unité de surface, qui a été mise au point en collaboration avec la Division BCC est détaillée. Après une présentation des principes de base de la méthode et de son implémentation dans le logiciel « Picture », un exemple d’analyse quantitative est détaillé et discuté. Les résultats ont montré que cette nouvelle fonction du logiciel « Picture » est désormais utilisable en vue de déterminer le paramètre LA, représentant la longueur de fissures par unité de surface d’échantillon. La fonction permet aussi de déterminer le degré d’orientation de la fissuration ω. Toutefois, pour déterminer ce paramètre, une attention particulière devra être portée sur les paramètres d’entrées lors de l’utilisation de la fonction. Mots-clés Analyse d’image - Fissure - Quantification - Picture - Longueur.

1. INTRODUCTION De nombreuses recherches dans le domaine du génie civil, menées au sein du Laboratoire Central des Ponts et Chaussées, ont de plus en plus recours aux techniques de traitement d'images. Les besoins spécifiques de ces études ne sont pas toujours satisfaits par les possibilités des logiciels usuels de traitement d'images, plus souvent orientés application morphologique que mesure physique. Confrontés à ces difficultés, la Section Traitement d'Images du Service Métrologie et Instrumentation du LCPC a développé son propre logiciel d'acquisition et de traitement d'images, auquel il a été donné le nom PICTURE. Ce logiciel a été écrit en ayant comme objectifs qu'il soit un outil d'emploi facile et surtout adaptable à nos recherches actuelles et à venir. D'une première version fonctionnant dans l'environnement MSDOS, nous en sommes aujourd'hui à une version sous


l'environnement Windows 98 et XP, écrite en langage Visual C++. Le logiciel PICTURE pilote au choix plusieurs modèles de cartes d'acquisition et autorise l'acquisition d'images en quasi temps réel. Il est prévu pour être facilement adaptable à toute nouvelle carte d'acquisition dont disposerait un utilisateur. Les sources du noyau du logiciel peuvent être fournies aux chercheurs du LCPC qui désirent développer eux-mêmes les algorithmes spécifiques à leurs études, ces nouvelles fonctionnalités sont ensuite intégrées par nos soins dans le logiciel PICTURE. Après une rapide description des particularités du logiciel PICTURE, nous présenterons deux exemples de collaboration, le premier avec le LR de Strasbourg pour extraire et mesurer une fissure, puis le développement réalisé en commun entre la section traitement d’images et la Division BCC pour la mise au point d’une fonction de quantification de la (micro)fissuration.

2. CARACTERISTIQUES DE PICTURE L’acquisition d'images numériques est actuellement réalisable dans PICTURE avec une carte Matrox PIP 1024 et Imaging Technology ICPCI, des caméras PixelLink et Marlin avec une connectique IEEE. L'intervalle de temps entre chaque image est un paramètre ajustable par l'opérateur, et dépendant des générations de carte ou de caméra. La vitesse la plus rapide est, avec les caméras à connectique IEEE. Les valeurs deviennent 25 images par seconde sans sauvegarde et 15 images par seconde avec sauvegarde. Le logiciel PICTURE travaille avec sa propre bibliothèque de fonctions usuelles de traitement d'images comprenant des filtres de type passe haut, passe bas, Sobel, Laplacien, gradient…, des opérateurs morphologiques binaire et niveaux de gris (dilatation, érosion, ouverture, fermeture,…). Il permet à l'opérateur de définir manuellement avec la souris de l'ordinateur des zones d'intérêt sur lesquelles porteront les traitements. Il permet de réaliser des opérations entre images telles addition, soustraction, opérations logiques… Des mesures de centre de gravité sont également possibles. Il permet également de traiter des images de type infra rouge, et possède des opérateurs de Fourrier. Un scripte peut être écrit automatiquement, pour exécuter des traitements qui impliquent un grand nombre d’images.


Figure 1. Exemple d'écran de PICTURE: de nombreuses fenêtres peuvent être ouvertes, montrant des images, des résultats de traitement, des graphes, des scriptes…

3. DEVELOPPEMENT D’UNE DLL AVEC PIERRE CHARBONNIER CETE EST/D7/D77, STRASBOURG.

L'application permet de suivre une fissure ou un bord entre deux points, P1 et P2, dans une image source. Le principe général consiste à calculer dans un premier temps une "carte de coût" qui associe à chaque point la longueur (géodésique) du plus court chemin le reliant au point de départ. Dans un second temps, on parcourt cette carte, de l'emplacement P2 à P1 pour obtenir le tracé de la fissure. Pour chaque point de la courbe géodésique, le logiciel calcule selon une méthode de niveaux de gris le centre de gravité et la largeur en millimètre de la fissure.

4. QUANTIFICATION DE FISSURES

4.1 Méthode des sécantes orientées La fonction de quantification présentée dans cet article se rapporte à des images numériques en noir et blanc, où les fissures sont représentées par des lignes d’une épaisseur de un pixel. De telles images peuvent être obtenues, à partir d’une image numérique, par une saisie du trajet de la microfissuration à la souris par l’opérateur. La méthode des sécantes orientées permet de calculer la longueur totale de fissures LA par unité de surface [2]. La figure 2 illustre le principe de la méthode. Un réseau de lignes droites parallèles orientées d’un angle α est superposé à l’image analysée. Le comptage des intersections de ce réseau de droites avec les fissures N(α) et la longueur totale de droites L(α) permettent de calculer NL(α)=N(α)/L(α). Cette mesure est effectuée pour diverses valeurs de α afin de balayer un angle de 180°. α1 α2 α3 α4 α5 N1=7 N2=7 N3=2 N4=5 N5=10 Figure 2. Principe de la méthode des sécantes orientées.


La longueur de fissures par unité de surface LA est obtenue à partir de la moyenne des valeurs NL(α) par :

LA=π/2.NLmoy Cette méthode permet en outre de déterminer le degré d’orientation des fissures. En notant respectivement NLmax et NLmin les valeurs maximum et minimum prises par NL(α), le degré d’orientation ω est donné par :

minLmaxL

minLmaxL

N).12

(N

NN

−π

+

−=ω

ω prend la valeur 0 pour un réseau de fissures isotrope et 1 lorsque toutes les fissures ont la même orientation.

4.3 Traitement informatique La définition d’une intersection entre 2 lignes dans le traitement numérique d’une image est complexe compte tenu de la discrétisation de l’image. Il convient de prendre en compte le fait qu’une image numérique est un ensemble de pixels (noirs ou blancs dans notre cas). Dans ces conditions, une intersection sera définie par les 2 critères suivants :

- La détection d’un pixel noir est effectuée selon une configuration de voisinage, dans une matrice 3x3 (modifiable par l’utilisateur).

- Pour une droite de direction α, l’intercept est comptabilisé chaque fois qu’une transition entre un pixel blanc et un pixel noir est détectée.

Dans le logiciel « Picture », une première donnée d’entrée est relative à la distance entre les droites du réseau. Le nombre de séquences correspond au nombre d’angles α régulièrement répartis pour lequel le réseau de droites sera dessiné et le comptage effectué. Par exemple, pour un nombre de séquences de 8, α va varier de 0 à (π-π/8) par pas de π/8. Le temps de calcul pourra être à considérer dans la définition de ces 2 paramètres.

4.4 Exemple d’application Il convient tout d’abord de préciser que l’exemple présenté dans cet article a comme seul objectif d’illustrer l’utilisation de la fonction de quantification. Dans ces conditions, la pertinence de la saisie manuelle du trajet de la fissuration par l’opérateur, ainsi que le résultat numérique obtenu en fonction du pré-traitement de l’échantillon ou de la méthode d’observation, ne sont pas discutés ici. La figure 3 représente l’image d’une surface polie obtenue par MEB-ERD sur un béton d’ouvrage. Les caractéristiques de l’échantillon et son pré-traitement sont détaillés dans [3]. La figure 3 a) représente la superposition de l’image et du trajet de la microfissuration saisi par l’opérateur et la figure 3 b) l’image en noir et blanc qui sera utilisée dans « Picture ». Précisons seulement que pour le logiciel « Picture », les objets (fissures) sont représentés en blanc sur noir et que les couleurs ont ici été inversées.


a) b)

Figure 3. Image obtenue au MEB par électrons rétrodiffusés sur surface polie (G=250X), et réseau de fissures. Cette image de dimension 1120 x 824 pixels a été traitée en faisant varier les paramètres d’entrée « distance entre droites » et « nombre de rotations », afin d’évaluer l’influence de ces paramètres sur le résultat final. Le résultat est présenté dans le tableau 1. L’image a préalablement été calibrée. Un pixel représente 0,33 μm. Tableau 1. Longueur de fissures par unité de surface et degré d’orientation en fonction des paramètres d’entrée distance entre droites (pixel) 200 200 100 100 50 50 25 25 nbr de rotations 8 16 8 16 8 16 8 16 LA (px/px2) 0,0121 0,0122 0,0122 0,0120 0,0123 0,0121 0,0121 0,0121 LA (mm/mm2) 36,6 36,9 37,1 36,3 37,3 36,6 36,8 36,8 ω 15,4% 22,3% 17,7% 24,1% 10,2% 11,4% 5,2% 5,4% On constate tout d’abord que dans la plage de valeurs choisie pour cette évaluation, la longueur de fissures varie très peu en fonction des paramètres d’entrée. Il n’en est pas de même pour le degré d’orientation, qui diminue lorsque la distance entre lignes diminue. Notons ici que compte tenu de la nature des fissures étudiées, le degré d’orientation doit être faible. L’examen de la rose des intercepts (cf. figure 4), permet d’expliquer ces résultats.

100 μm


0

0,01

-0,01 0 0,01

200 pixels 16 rotations200 pixels 8 rotations100 pixels 16 rotation100 pixels 8 rotation50 pixels 16 rotations50 pixels 8 rotations25 pixels 16 rotations25 pixels 8 rotations

Figure 4. Rose des intercepts NL(α) (en pixel-1). La figure 4 illustre le fait que pour chaque orientation, la diminution de la distance entre lignes fait converger NL(α) . Le comptage dans une direction donnée est en effet d’autant plus représentatif que le nombre de lignes est important. Pour l’image étudiée, une distance entre droites de 200 pixels est suffisant pour évaluer LA (cf. tableau 1), mais la mesure du degré d’orientation nécessite d’augmenter la quantité de lignes. Dans ces conditions, l’utilisateur du logiciel devra veiller, en fonction du paramètre souhaité, à choisir les paramètres d’entrée appropriés, en adoptant éventuellement le même type de démarche.

5. CONCLUSION Picture est actuellement un logiciel en constante évolution, qui est distribué en freeware. Parce que la section traitement d’images en est le maître d’œuvre, il permet de développer dans le cadre de collaborations de nouveaux outils de mesure. Les premiers tests de la fonction de quantification de la (micro)fissuration par la méthode des sécantes orientées du logiciel « Picture » ont montré que celle-ci peut d’ores et déjà être utilisée dans des cas réels. Notons que son application n’est pas limitée à la microfissuration et que d’autres types de fissures peuvent aussi être étudiés, pour le suivi de l’évolution dans le temps des fissures sur parement par exemple. La fonction présentée dans ce rapport est évolutive. Ainsi, en fonction des besoins du réseau des LPC, des points tels que le traitement simultané d’un lot d’images ou l’amélioration de l’exportation des résultats vers un tableur pourraient être abordés.

6. RÉFÉRENCES [1] Laurent D. Cohen, Ron Kimmel, Global Minimum for Active Contour Models : a Minimal Path

Approach International Journal of Computer Vision 24 (1) (1997) pp 57-78.

[2] Ammouche A., Riss J, Breysse D., Marchand J., Image analysis for the automated study of microcracks in concrete, Cement and Concrete Research 23 (2001) pp 267-278.

[3] Baroghel-Bouny V., Gawsevitch J., Belin P., Chaussadent T., Platret G., Etude expérimentale sur le Pont de l'Ile de Ré - Caractérisation du béton du tablier à 14 ans, Projet National BHP 2000 - Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur ouvrages anciens, Rapport LCPC, juin 2002, 56 p.


EFFET DE LA LARGEUR DE FISSURES SUR LA DIFFUSION DES IONS CHLORURE DANS LES BETONS

A. Djerbi(1), S. Bonnet(1), A. Khelidj(1), V. Baroghel-Bouny(2) (1) Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique, GeM (UMR - CNRS 6183) IUT de Saint Nazaire (2) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé L’objectif de cet article est d’étudier l’influence de la fissuration traversante sur la diffusion des ions chlorure pour trois types de bétons, un béton ordinaire BO et deux bétons à hautes performances M75 et M75FS. Les largeurs des fissures traversantes étudiées varient entre 30 et 250 µm et sont obtenues par essai de traction par fendage. Le coefficient de diffusion est mesuré par essai de migration accéléré en régime permanent. Les résultats obtenus montrent que le coefficient de diffusion augmente avec la largeur de fissures et présente la même tendance pour les trois types de béton. Pour un béton sain le coefficient de diffusion du M75FS est inférieur à celui du M75 et du BO. Par contre, pour les bétons fissurés, le facteur d’augmentation du M75FS est plus important que ceux du M75 et du BO. Le coefficient de diffusion dans la fissure Df augmente avec la largeur de cette dernière et devient constant pour des largeurs supérieures à 80 µm. Dans ce dernier cas la valeur obtenue alors est celle de la diffusion libre dans l’eau. Mots-clés Fissure traversante - Coefficient de diffusion - Ions chlorure - Béton.

1. INTRODUCTION La durabilité des ouvrages en béton armé en environnement marin est liée à la pénétration d’agents agressifs dans son réseau poreux. La diffusion aux ions chlorure est un paramètre de transport relatif à cette pénétration. Les ions chlorure pénètrent dans le béton non saturé selon des processus diffusif et convectif. Le coefficient de diffusion des ions chlorure quantifie leur aptitude à pénétrer au sein du matériau et donc à contribuer à la dégradation des structures en béton armé. De nombreux travaux ont été développés pour mesurer directement ce paramètre ou pour établir et appliquer des modèles au matériau considéré comme sain et homogène. Or, dans une structure en service le matériau est rarement ’’sain’’. Son taux d’endommagement est lié aux diverses agressions extérieures mécaniques et/ou chimiques. Les sollicitations mécaniques créent et développent une fissuration qui modifie la structure poreuse du matériau et par suite ses paramètres de transfert.


Plusieurs auteurs ont étudié l’influence de l’endommagement sur ces paramètres de transfert [1,6]. Les résultats obtenus sur le couplage endommagement diffusion aux ions chlorures montrent que l’endommagement influe sur cette dernière. En endommagement diffus, la diffusivité aux ions chlorure devient importante, pour des niveaux de charge très élevés [1,3]. Lorsque la fissuration est traversante en régime non permanent la diffusivité aux ions chlorure est indépendante de la largeur de fissuration [4]. En régime permanent la diffusion aux ions chlorure peut être modélisée par un modèle de transfert en parallèle [5,6], en supposant que le coefficient de diffusion dans la fissuration est celui de la diffusion libre dans l’eau. L’objectif de ce travail est d’étudier expérimentalement l’influence de la largeur de fissuration sur le coefficient de diffusion. Les essais ont été réalisés sur trois types de béton, un béton ordinaire BO et deux bétons à haute performance M75 et M75FS. Les largeurs de fissuration varient entre 30 et 250 µm et sont obtenues par essai de traction par fendage. Le coefficient de diffusion est obtenu par essai de migration en régime permanent. L’hypothèse de partition des flux permet de déterminer le coefficient de diffusion à travers la fissuration.

2. PROGRAMME EXPERIMENTAL

2.1 Caractéristiques des bétons Trois bétons ont été confectionnés: un béton ordinaire BO de rapport E/C = 0,49 et deux bétons à hautes performances dont un contient des fumées de silice de rapport E/C 0,32 et 0,38 respectivement. Ces bétons ont déjà été étudiés par Raharinaivo [7]. Les bétons sont préparés par gâchée d’environ 75 litres et sont coulés dans des moules cylindriques 11 x 22 cm. Le détail de chacune des compositions est présenté dans le tableau 1.

Tableau 1. Composition des bétons étudiés.

Constituants (kg/m3) BO M75 M75FS Graviers calcaires, 12.5-20 mm 777 - - Gravillons calcaires, 4-12.5 mm 415 - - Graviers Boulonnais, 12.5-20 mm - 550 579 Gravillons Boulonnais, 5-12.5 mm - 475 465 Sable (Boulonnais), 0-5 mm 372 407 442 Sable de Seine, 0-4 mm 372 401 435 Ciment 353 461 360 Fumée de Silice - 0 22 Superplastifiant - 12,4 12 Retardateur - 3 ,3 2,5 Eau d’ajout 172 146 136 Rapport E/C 0,49 0,32 0,38

Tous les bétons ont subi la même cure. Avant d’être démoulées, les éprouvettes ont été entreposées 24 heures en chambre humide à 20°C et 95% d’humidité relative (HR). Elles ont été plongées ensuite trois mois dans l’eau à 20°C. Les caractéristiques mécaniques et physiques obtenues à l’issue de la cure humide sont présentées dans le tableau 2. Trois disques ont été extraits des éprouvettes par sciage. Ces disques ont été enduits de deux couches de résine puis rectifiés. Leur épaisseur est comprise entre 47 mm et 50 mm.


Tableau 2. Propriétés mécanique et physiques des bétons. BO M75 M75FS

Résistance en compression à 28j (MPa) 44,5 75 83 Masse volumique sèche apparente (g/cm3 ) 2,35 2,55 2,46

Porosité ouverte à l’eau à 90 j 10,9 7,4 7,2

2.2 Endommagement mécanique Cet endommagement est obtenu par essai de traction par fendage (essai brésilien) [8]. Une presse hydraulique asservie en force, de 300 kN de capacité, a été utilisée pour solliciter les disques de béton. En appliquant un effort de compression sur le plan médian du disque, la traction est générée perpendiculairement. Cette traction va engendrer des déformations localisées principalement dans le plan diamétral situé entre deux génératrices sur lesquelles s’applique l’effort. Deux capteurs LVDT de ± 5 mm de course avec une précision de 1 µm sont utilisés pour mesurer les déplacements transversaux sur chaque face du disque (figure 1). Six disques on été étudiés pour chaque type de béton, les déplacement latéraux maximums δmax sont 200, 300, 400, 500, 600 et 700 µm, les largeurs moyennes de fissuration obtenues varient entre 30 et 250 µm.

Figure 1. Essai brésilien sur disque et instrumentation de l’éprouvette. Après endommagement des disques une cartographie de fissuration est effectuée sur chaque face du disque à l’aide d’un vidéo microscope. La fissuration traversante obtenue est située au centre du disque. Un zoom est effectué sur la fissure, au plus fort grossissement compris entre 100 x et 500 x, de manière à évaluer la largeur moyenne de la fissuration principale avec le maximum de précision.

2.3 Essai de migration en régime stationnaire Cet essai de migration permet d’accélérer la pénétration des ions chlorure dans le béton par application d’un champ électrique [9-11]. Le coefficient de diffusion effectif De est déterminé en régime stationnaire. Après avoir saturé l’échantillon sous vide selon la procedure AFREM [12], celui ci est placé entre deux compartiments remplis de solution basique à 1 g/l de NaOH et 4,65g/l de KOH. Le compartiment amont contient une solution chargée de 30 g/l en NaCl. Les compartiments amont et aval sont régulièrement renouvelés afin de respecter les conditions aux limites. L’application du champ électrique est effectuée par l’intermédiaire de deux éléctrodes, l’une en acier inoxydable (cathode), placée dans le compartiment amont, l’autre en cuivre-niobium platiné (anode), placée dans le compartiment aval (figure 2). La tension obtenue sur les faces du disque en contact avec les solutions est contrôlée à l’aide de deux électrodes de référence.


-

Electrodes de référence

Disque de béton

Cathode Anode

Aval

NaCl+NaOH+KOH

Amont

NaOH+KOH

+

Joint imperméable ΔE

Figure 2. Cellule de migration.

Les ions chlorure vont se déplacer au sein du béton saturé à la fois par diffusion sous l’effet d’un gradient de concentration et par migration sous l’effet d’un champ électrique. La relation de Nernst-Plank (1) permet d’obtenir le flux d’ions chlorure J créé par ces deux phénomènes dans le cas d’un béton saturé.

t)C(x,xE

RTzFD

xCDt)J(x, ee ∂

∂+

∂∂

−= (1)

C(x,t): la concentration dans le béton (mol/m3), De: le coeffcient de diffusion effectif du béton (m²/s), F: la constante de faraday = 9,648.104 J.V-1.mol-1, R: la constante des gaz parfait=8,3144 J.mol.K-1, T: la température (K), z: la valence du chlore, E: potentiel électrique (V), x: la distance parcourue (m), t: temps (s). L’application d’un champ électrique E suffisamment important supérieur à 10V permet de négliger le premier terme de l’équation (1) relatif au flux diffusif par rapport au second relatif au flux causé par le gradient électrique [9]. De ce fait le coefficient de diffusion De est déterminé par l’équation (2) avec LExE // Δ=∂∂ , L est l’épaisseur du disque du béton. La tension appliquée est de 13,6 V, et celle mesurée aux bornes de l’échantillon varie autour d’une valeur moyenne de 12 V.

Ε=

zFCΔJRTLDe (2)

La diffusion des chlorures dans le béton sous régime stationnaire correspond à une vitesse de déplacement des ions constante. Le coefficient de diffusion effectif est déterminé à partir de la mesure de la concentration en chlorures dans le compartiment aval, par dosage de solutions prélevées à intervalle de temps régulier (au moins tous les jours). Ce dosage se fait par titration potentiométrique au nitrate d’argent AgNO3 de 0.05M.

3. RESULTATS ET DISCUSSION

3.1 Influence de la fissuration sur la diffusion des ions chlorures La diffusion des ions chlorures des disques fissurés est mesurée parallèlement à la fissuration. La figure 3 présente l’évolution de la concentration cumulée en chlorures


du compartiment aval en fonction du temps. Le coefficient de diffusion est calculé à partir de la pente de la droite de régression. Le point d’intersection de cette droite avec l’axe des abscisses permet de déterminer le temps de retard Tr. Pour un béton sain le temps de retard dépend de la porosité et de l’isotherme d’interaction [10].

a. BO b. M75

c. M75FS

Figure 3. Evolution de la concentration cumulée en chlorures du compartiment aval pour différentes largeurs de fissuration. La variation du temps de retard en fonction de la largeur de fissuration est présentée dans la figure 4. On constate que Tr diminue avec l’augmentation de l’ouverture moyenne de la fissuration, et tend vers 0 pour des largeurs de fissuration supérieures à 80µm.

Figure 4. Influence de la largeur de fissuration sur le temps de retard.

Une comparaison entre les trois types de béton est présentée dans la figure 5.a. On constate que le coefficient de diffusion croît avec l’augmentation de l’ouverture moyenne de la fissuration. Le rapport E/C, et la présence de la fumée de silice influent sur le coefficient de diffusion des ions chlorure. Pour un béton sain, le coefficient de diffusion du BO augmente d’un facteur de 2,44 par rapport au M75, ce dernier augmente de 3 par rapport au M75FS.


(a) (b)

Figure 5. Influence de la largeur de fissuration sur le coefficient de diffusion des ions chlorures. Soit D0 , le coefficient de diffusion effectif mesuré sur les disques de béton sain et D le coefficient de diffusion des disques de béton fissuré. Le rapport D/D0 croit en fonction de la largeur moyenne de fissuration (figure 5.b), l’augmentation devient importante pour des largeurs de fissuration supérieures à 80 µm. Le rapport D/D0 du M75FS augmente d’une manière significative par rapport au M75 et au BO. Ceci peut être expliqué par l’existence d’un transfert perpendiculaire à la fissuration qui est très important pour le BO par rapport au M75 et M75FS, car ce transfert croît avec l’augmentation de la porosité du béton.

3.2 Détermination du coefficient de diffusion à travers la fissure La diffusion des ions chlorure à travers un échantillon fissuré peut être schématisée par la figure 6 [6]. Cette schématisation nous permet d’écrire que le flux total Jt traversant le matériau (échelle globale) est égal à la somme du flux traversant la matrice J0 et du flux traversant la fissure principale Jf (3). On suppose alors que la fissure est perpendiculaire aux faces planes du disque fissuré :

ff0tf JSAJJ)S(A +=+ (3)

Avec A et Sf les sections du matériau et de la fissure. Soit Df le coefficient de diffusion des ions chlorure à travers la fissure. En posant que la hauteur Lf de la fissure traversante est égale à l’épaisseur du disque L. On peut écrire l’expression des flux d’ions chlorure à travers les deux disques et à travers la fissure:

DRTL

zFCΔJt

Ε= (4)

00 DRTL

zFCΔJ Ε= (5)

ff

f DRTL

zFCΔJ Ε= (6)

En remplaçant les équations (4), (5) et (6) dans l’équation (3), le coefficient de diffusion à travers la fissuration est obtenu à partir de l’équation (7) :


f

f0f S

DS)DA(DD

+−= (7)

+=

Fissure Df

Disque non fissuré D0

Disque fissuré D

Figure 6. Hypothèse de partition du flux des ions chlorure à travers un échantillon fissuré La variation du coefficient de diffusion à travers la fissure en fonction de la largeur de cette dernière est présentée dans la figure 7.a. Df augmente linéairement avec l’augmentation de la largeur de fissuration pour des largeurs comprises entre 30 et 80 µm, et devient constant pour des largeurs de fissuration supérieures à 80 µm (8). La valeur moyenne de Df obtenue est proche de la diffusion libre dans l’eau qui est de l’ordre de 10-9 m2/s. Cette tendance est indépendante de la composition du béton en ce qui concerne notre étude (figure 7.a).

⎪⎩

⎪⎨

⎧

≥×≈

≤≤××=

80µm w 103.1/s)(mD

80µm w30µm 10 4-w102/s)(mD

9-2f

-10-112f

(8)

La figure 7.b présente l’augmentation du coefficient de diffusion dans la fissure en fonction de la diminution du temps de retard: on constate que lorsque le temps de retard tend vers 0, le coefficient de diffusion à travers la fissure devient constant.

(a) (b)

Figure 7. Variation du coefficient de diffusion à travers la fissure en fonction de la largeur de fissure et du temps de retard.

4. CONCLUSION La fissuration traversante peut être obtenue par l’essai de traction par fendage. Le coefficient de diffusion obtenue en régime stationnaire augmente avec l’augmentation de la largeur de fissure. Le rapport D/D0 pour le M75FS est supérieur à celui obtenu pour le M75 et le BO. Cette variation peut être expliquée par l’existence d’un transfert perpendiculaire à la fissuration qui est plus important pour le


BO que pour le M75 et le M75FS. Ceci est du probablement à la porosité plus importante du BO. Le coefficient de diffusion à travers la fissuration Df est indépendant de la composition du matériau. Df croît avec l’augmentation de la largeur de la fissuration et devient constant pour des largeurs de fissuration supérieures à 80 µm.

5. REFERENCES [1] Saito M., Chlorid permeability of concrete under static and repeated loding, Cem and Concr Res

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[7] Raharinaivo A., Baroghel Bouny V., Détermination de la diffusivité des ions chlorure par diffusionsous champ électrique en régime stationnaire, Actes des journées scientifiques du LCPC, 2000, 57-63 p.

[8] Wang K., Permeability study of cracked concrete, Cem and Concr Res, 27 (3) (1997) 381-393.

[9] Andrade C., Calculation of chloride diffusion coefficient in concrete from ionic diffusion measurements, Cem and Concr Res 23(3) (1993) 724-742.

[10] Truc O., A new way for determining the chloride diffusion coefficient in concrete from steady state diffusiontest, Cem and Concr Res 30 (2000) 217-226.

[11] Luping Tang, Chloride transport in concrete-Measurement and predictions, Doctoral thesis, Publication P-96:6, Dept. of Building Materials, Chalmers University of Technology, Gothenburg, Sweden, 1996, 460 p.

[12] AFPC-AFREM, Compte rendu des Journées Techniques AFPC-AFREM, Durabilité des bétons- Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Toulouse, France, 1997.


DEGRADATIONS GENEREES PAR LES TRAITEMENTS PREALABLES AUX MESURES PAR INTRUSION DE MERCURE ET DE PERMEABILITE AUX GAZ

A. Ammouche(1), V. Baroghel-Bouny(2) (1) Laboratoire d’Etudes et de Recherches sur les Matériaux (LERM), Arles (2) Division Bétons et Composites Cimentaires, LCPC, Paris Résumé Cet article s’inscrit dans le cadre d’une étude dont l’objectif est d’évaluer l’impact, en termes de dégradations générées, de différents conditionnements classiquement utilisés lors de la caractérisation physique d’échantillons de pâtes de ciment et bétons durcis. Utilisant principalement les techniques microscopiques d’examen de la microfissuration des matériaux cimentaires et l’analyse d’images, cette étude comporte deux parties. La première concerne les mesures par intrusion de mercure. L’impact de deux types de prétraitements largement employés (étuvage à 45°C et cryosublimation) sur la dégradation de type microfissuration a été analysé dans le cas d’échantillons d’une pâte de ciment durcie ordinaire (E/C = 0,45). Dans la seconde partie, la microfissuration d’échantillons de deux bétons (B35 et B60) soumis aux conditions du séchage préalable aux mesures de perméabilité à l’oxygène (mode opératoire AFPC-AFREM) a été caractérisée et comparée à celle des échantillons témoins non séchés. Les premières conclusions basées sur les résultats obtenus sont présentées. Mots-clés Séchage - Microfissuration - Analyse d’images - Porosimétrie Hg - Perméabilité à l’oxygène

1. INTRODUCTION La durabilité des structures en béton armé est étroitement liée aux propriétés de transport (perméabilité, diffusivité), qui elles-mêmes sont dépendantes de la microstructure du matériau. Différentes méthodes d’essais sont maintenant disponibles pour mesurer des grandeurs intervenant dans la durabilité des bétons [1] et [2]. Cependant, certaines de ces méthodes nécessitent un séchage préalable des échantillons résultant souvent d’un compromis entre durée d’essai et efficacité. L’objectif de cette étude, réalisée dans le cadre d’une collaboration LCPC-LERM, est d’acquérir des données sur l’impact du préconditionnement utilisé pour les mesures de porosimétrie au mercure et les essais de perméabilité au gaz AFPC-AFREM sur la microstructure, et en particulier la microfissuration interne.


2. MATERIAUX ET PRECONDITIONNEMENTS Pâte de ciment Les effets du séchage préalable aux mesures par intrusion de mercure ont été examinés sur une pâte de ciment ordinaire avec E/C = 0,45 (tableau 1). Après gâchage, la pâte de ciment a été coulée dans des moules cylindriques en PVC de dimensions Ø33 x 80 mm. Les éprouvettes ont été maintenues en rotation pendant 48 heures afin de réduire le risque de ségrégation. Après cette période, les éprouvettes ont été démoulées et emballées dans deux feuilles d’aluminium adhésif, afin d’éviter tout échange hydrique avec le milieu ambiant, puis placées dans des sacs en plastique étanches dans une salle humide (HR ≈ 95%). Aux échéances d’essais, des rondelles (numérotées 1 à 4) d’épaisseur 10 mm ont été découpées sous eau en dehors des extrémités de chacune des éprouvettes. Deux séries d’échantillons ont subi deux types de préconditionnements couramment utilisés préalablement aux mesures par intrusion de mercure [3], à deux âges différents (tableau 2) :

- séchage en étuve à 45°C sous vide en présence de gel de silice pendant 14 jours,

- cryosublimation comprenant immersion dans l’azote liquide pendant 10 minutes puis lyophilisation à -53°C sous vide en présence de gel de silice.

Les échantillons ont ensuite été conservés en sac étanche en présence de gel de silice, jusqu’à l’étape de préparation pour l’examen microscopique. Une série d’échantillons non séchés a été conservée dans les mêmes conditions. Les figures 1 et 2 présentent l’évolution des pertes relatives de masse des échantillons soumis aux deux modes de préconditionnement. Ces courbes montrent une différence significative en terme d’efficacité du séchage : la perte relative de masse est de l’ordre de 19% dans le cas du séchage à 45 °C et de 14% dans le cas de la cryosublimation. Tableau 1. Composition de la pâte de ciment C45-LT

Référence Pâte de ciment C45-LT ciment CEM I 52.5 N PM ES CP2 NF, Le Teil LAFARGE eau / ciment 0,45

Tableau 2. Préconditionnement de la pâte de ciment C45-LT

Référence échantillons Age Pâte de ciment C45-LT A1, B1, C1, D1, E1 (série T) 3 mois Témoins non séchés A2, B2, C2, D2, E2 (série S1) G2, H3, G4 (série S2)

3 mois 15 mois Echantillons séchés en étuve à 45°C

A3, B3, C3, D3, E3 (série C1) H2, G3, H4 (série C2)

3 mois 15 mois Echantillons cryosublimés


Séchage standard

-20

-15

-10

-5

00 2 4 6 8 10 12 14 16

Temps (jour)

Pert

e re

lativ

e de

mas

se (%

)

A2B2C2D2E2

Cryosublimation

-20

-15

-10

-5

00 1 2 3 4

Temps (jour)

Pert

e re

lativ

e de

mas

se (%

)

A3B3C3D3E3

Figure 1. Perte relative de masse des pâtes de ciment séchées en étuve à 45°C sous vide

Figure 2. Perte relative de masse des pâtes de ciment cryosublimées

Bétons L’examen des effets du préconditionnement préalable aux mesures de perméabilité à l’oxygène AFPC-AFREM a porté sur des échantillons de deux bétons différents : un béton de classe B35 et un béton de classe B60. La composition de ces deux bétons est donnée dans le tableau 3. Une série d’éprouvettes de dimension Ø110x220 mm a été fabriquée et conservée après démoulage en eau à 20°C pendant une durée minimale de 3 mois. Après cette période, des disques d’épaisseur 15 ou 50 mm ont été prélevés par sciage sous eau sur trois éprouvettes après élimination des 4 premiers centimètres. Les échantillons prélevés ont été soumis aux différentes étapes du séchage du mode opératoire AFPC-AFREM « mesure de la perméabilité aux gaz » [1] :

- séchage à 80°C pendant 6 jours, - séchage à 80°C pendant 26 jours, - séchage à 105°C jusqu’à masse constante.

Parallèlement, un échantillon témoin de chaque éprouvette, conservé en eau à 20°C, a été également examiné. La figure 3 illustre les différentes échéances auxquelles sont réalisés les examens et la quantification de la microfissuration. Tableau 3. Composition des bétons B35 et B60

Constituants (kg/m3) B35 B60 Gravier 4 – 12.5 mm (Boulonnais) 386 - Gravier 12.5 – 20 mm (Boulonnais) 615 550 Gravillons 5 – 12.5 mm (Boulonnais) - 475 Sable 0 – 5 mm (Boulonnais) 452 407 Sable 0 – 4 mm (Seine) 445 401 Ciment CEM I 52,5 PM ES (Lafarge St Vigor) 300 461 Superplastifiant - 12,4 Retardateur - 3,3 Eau d’ajout 187 146 Rapport E/C 0,62 0,32 Résistance à la compression à 28 jours (moyenne sur 3 éprouvettes Ø110x220 mm) (MPa)

40,5 75,0


Figure 3. Echéances d’investigation de la microfissuration au cours du séchage

3. MICROFISSURATION DE LA PATE DE CIMENT DURCIE L’examen de la microfissuration des échantillons de pâte de ciment durcie a été réalisé par la technique de la réplique et la microscopie électronique à balayage [4]. Les surfaces à examiner sont polies à l’aide de pâtes diamantées (6, 3 et 1 µm). Une réplique de la totalité de la surface de chaque échantillon est ensuite prise. Pour l’examen au MEB, la surface de la réplique est rendue conductrice par vaporisation de carbone. Les examens réalisés permettent de faire les commentaires suivants :

• Echantillons témoins. Excepté quelques très rares microfissures pluri-millimétriques visibles à faible grandissement, ces échantillons sont sains (Fig. 4),

• Echantillons séchés à 45°C. L’examen à faible grandissement des différentes répliques indique que ces échantillons présentent un réseau de microfissures, de maille généralement pluri-millimétrique. Ces microfissures sont réparties de manière assez homogène sur l’ensemble de la surface des disques (Fig. 5). Le faciès de microfissuration est très comparable entre les échantillons des séries 1 et 2. Cependant, une différence d’ouverture moyenne des microfissures est mise en évidence : fissures très fines (< 5 µm) pour la série S1 et nettement plus larges (20 à 70 µm) pour la série S2 (échantillons plus âgés) (Fig. 6). L’observation à fort grandissement ne révèle pas de microfissures plus fines dans ces échantillons (Fig. 7).

• Echantillons cryosublimés. A faible grandissement, ces échantillons renferment des microfissures dont le faciès est très similaire à celui observé précédemment (Fig. 8). Les microfissures y sont néanmoins beaucoup plus fines, avec cependant là encore des différences entre les deux séries : 1 à 5 µm pour la série C1 et 5 à 10 µm pour la série C2 (échantillons plus âgés) (Fig. 9). Comme pour les échantillons séchés à 45°C, l’examen à des grandissements supérieurs ne révèle pas d’autres familles de microfissures (Fig. 10).

L’ouverture plus grande des fissures, constatée sur les échantillons plus âgés, est probablement attribuable à leur plus forte compacité (i.e. à leur réseau poreux plus fin), entraînant des gradients de teneur en eau plus forts au cours du séchage et donc des contraintes de traction plus importantes au voisinages des surfaces exposées au séchage.

6 jours à 80°C

26 jours à 80°C

105°C

µfiss µfiss µfissµfiss

Témoins


A1 (Gx10) A1 (Gx150) B1 (Gx1000)

Figure 4. MEB–ES. Vues des échantillons témoins à différents grandissements.

Ech. A2 Ech. G2 Ech. H3

Figure 5. MEB–ES sur réplique. Vues générales des échantillons étuvés à 45°C (Gx10)

Ech. B2 (série S1) Ech. G2 (série S2)

Figure 6. MEB–ES sur réplique. Vues détaillées des microfissures dans les échantillons étuvés à 45°C (Gx150)


Ech. A2 (série S1) Ech. B2 (série S1)

Figure 7. MEB–ES sur réplique. Vues détaillées des échantillons étuvés à 45°C (Gx1000)

Ech. A3 Ech. H2 Ech. H4

Figure 8. MEB–ES sur réplique. Vues générales des échantillons cryosublimés (Gx10)

Ech. A3 (série C1) Ech. H4 (série C2)

Figure 9. MEB–ES sur réplique. Vues détaillées des microfissures dans les échantillons cryosublimés (Gx150)


Ech. A3 (série C1) Ech. B3 (série C1)

Figure 10. MEB–ES sur réplique. Vues détaillées des échantillons cryosublimés (Gx1000)

4. MICROFISSURATION DES BETONS

4.1 Examen microscopique préalable Après réalisation des différents préconditionnements, la surface des échantillons de béton à examiner a été préparée à l’aide de la technique d’imprégnation par la résine fluorescente comprenant : rectification, polissage, imprégnation à l’aide d’une résine fluide fluorescente sous éclairage UV et polissage final. Pour chaque condition de température, deux sections perpendiculaires issues d’une même éprouvette ont été examinées (section transversale Ø 110 mm et longitudinale de 50 mm d’épaisseur) :

• A l’état initial, les échantillons de B35 témoins renferment des microfissures peu fréquentes visibles à l’échelle du sable fin (Fig. 11a). Elles sont principalement intergranulaires et d’une ouverture apparente très réduite, de l’ordre de quelques micromètres (< 7 µm environ). Les caractéristiques des microfissures observées dans les échantillons séchés à 80°C et 105°C semblent assez similaires aux microfissures précédentes et leur fréquence ne semble pas notablement plus élevée (Fig. 11b et 11c). Ces microfissures semblent dispersées et peu interconnectées dans le plan de l’observation.

• Les échantillons de B60 témoins renferment des microfissures notablement plus nombreuses, probablement du fait d'un retrait d'autodessiccation plus fort dans le B60 que dans le B35 (Fig. 12a). Elles sont également intergranulaires et présentent des branches globalement orientées de manière aléatoire (microfissures isotropes). Les échantillons séchés présentent une matrice d’un aspect légèrement différent de celle des bétons témoins se traduisant sous éclairage UV par une teinte relativement plus claire. Ces échantillons renferment également des microfissures dont la longueur est l’ouverture est assez comparable à celles présentes dans les échantillons témoins (Fig. 12b et 12c). Sur la base des observations réalisées, il semble que les microfissures soient moins fréquentes dans certaines zones des échantillons étuvés. L’estimation de l’ouverture apparente des microfissures dans le plan de l’observation donne des valeurs souvent inférieures à environ 2 à 3 µm, aussi bien dans les échantillons B60 témoins que dans ceux étuvés. Localement quelques microfissures d’une ouverture supérieure, proche de 5 µm, soient détectées mais pas exclusivement dans les échantillons étuvés (Fig. 13).


• Enfin, aucune macrofissure n’est détectée dans les échantillons.

(a) (b) (c)

Figure 11. Mise en évidence de microfissures dans les échantillons B35. (a) témoin, (b) échantillon séché à 80°C, (c) échantillon séché à 105°C

(a) (b) (c)

Figure 12. Mise en évidence de microfissures dans les échantillons B60. (a) témoin, (b) échantillon séché à 80°C, (c) échantillon séché à 105°C

(a) (b)


(c) (d)

Figure 13. Vue de détail des microfissures dans les échantillons B60. (a et b) échantillons témoins, (c et b) échantillons séchés à 105°C

4.2 Analyse quantitative de la microfissuration La quantification de la microfissuration a été réalisée par analyse automatique d’images associée à la microscopie optique. La chaîne de traitement utilisée comporte une caméra tri-ccd, une platine XYZ et un algorithme de traitement développé sous le logiciel Visilog (Noesis). Le traitement utilisé permet une reconnaissance des microfissures grâce au contraste qu’offre la technique d’imprégnation, par le biais de traitements morphologiques en niveaux de gris, de seuillage et d’une analyse de forme. L’image binaire des microfissures est simplifiée puis les paramètres de longueur et d’orientation des fissures sont mesurés. L’approche utilisée est décrite plus en détail dans les références [5] et [6]. Des exemples d’images traitées sont présentés sur la Figure 14. Un grandissement optique égal à 160X a été choisi pour cette analyse compte tenu de la finesse des microfissures observées dans les bétons. Les images traitées sont de taille 512 x 512 pixels, soit 0,292 x 0,302 mm. Les images traitées, au nombre de 2838, correspondent à un échantillonnage uniforme avec un pas égal à la taille d’un champ unitaire en X et en Y, à l’intérieur d’une surface rectangulaire inscrite d’une aire totale d’environ 41,2 cm2.

(a) (b)


(c) (d)

Figure 14. Vue de détail des microfissures dans les échantillons B60. (a et b) échantillons témoins, (c et b) échantillons séchés à 105°C

Les paramètres de microfissuration sont mesurés en mettant en œuvre la méthode des projections. Pour chaque image traitée, la longueur spécifique des microfissures, LA, est calculée comme suit (relation 1) :

AA DL ⋅=2π (1)

Avec : L A [mm/mm2] : longueur spécifique des microfissures

AD [mm/mm2] : moyenne des projections spécifiques des microfissures, DA(θi), suivant les différentes orientations θi A l’échelle de l’échantillon, la valeur moyenne des longueurs spécifiques (LA), notée

AL est calculée. Cette grandeur correspond à la longueur cumulée des microfissures rapportée à la surface auscultée (relation 2) :

aus

totA A

LL = (2)

Avec :

AL [mm/mm2] : longueur spécifique des microfissures (densité) ou longueur des microfissures par unité de surface de l’échantillon Ltot [mm] : longueur totale des microfissures dans les images analysées Aaus [mm2] : aire cumulée des images analysées sur l’échantillon Le degré d’orientation des microfissures dans le plan de l’observation (ω), peut être estimé par (relation 3) :

( ) %100%0100)1

2( minmax

minmax ≤≤⋅⋅−+

−= ω

πω

AA

AA

DD

DD (3)

Avec : DAmax et DAmin [mm/mm2] : respectivement les valeurs maximales et minimales des DA(θi)


ω [%] : degré d’orientation des microfissures compris entre 0% et 100% et croissant avec l’orientation préférentielle du réseau de microfissures. Les résultats de quantification des paramètres de microfissuration des bétons B35 et B60 sont présentés respectivement dans les tableaux 4 et 5 et illustrés par la Figure 15. Tableau 4. Paramètres de microfissuration des échantillons B35

Eprouvette Echantillon AL [mm/mm2] ω [%] Témoin 1 0,018 31 B35 n°1

80°C - 6 jours 0,012 29 Témoin 2 0,022 30 B35 n°2

80°C – 26 jours 0,010 43 Témoin 3 0,010 22 B35 n°3

105°C 0,010 37 Tableau 5. Paramètres de microfissuration des échantillons B60

Eprouvette Echantillon AL [mm/mm2] ω [%] Témoin 1 0,23 13 B60 n°1

80°C - 6 jours 0,16 21 Témoin 2 0,22 14 B60 n°2

80°C – 26 jours 0,06 27 Témoin 3 0,22 15 B60 n°3

105°C 0,11 18

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

Tém

oin

1

Tém

oin

2

Tém

oin

3

80°C

– 6

j

80°C

– 2

6 j

105°

C

Echantillon

Den

sité

de

mic

rofis

sure

s LA

[mm

/mm

2]

B35B60

Figure 15. Comparaison des densités de microfissures des bétons B35 et B60

Les résultats obtenus permettent de faire les commentaires suivants :

• les valeurs de densité de microfissuration mesurées sur les échantillons de béton B35 témoins sont comprises entre 0,01 et 0,02 mm/mm2. Ces valeurs traduisent un très faible taux de microfissuration initiale de ce béton. Le séchage des échantillons selon le mode opératoire AFPC-AFREM ne s’accompagne pas d’une évolution significative de la microfissuration de ce type de béton ;

• les valeurs de densité de microfissuration mesurées sur les échantillons de béton B60 témoins sont homogènes, de l’ordre de 0,22 mm/mm2. Ces densités, de plus de dix fois supérieures à celles mesurées sur béton B35, traduisent la présence d’une microfissuration nettement plus développée dans ce béton très


vraisemblablement en relation avec l’intensité du retrait d’auto-dessiccation inhérent aux BHP. Néanmoins, les mesures de densité et l’estimation des ouvertures apparentes des microfissures ne traduisent pas une évolution de la microfissuration pré-existante pour les préconditionnements testés. Des densités de microfissures systématiquement plus faibles sont au contraire mesurées après séchage peut-être du fait de la redistribution des contraintes après séchage.

5. CONCLUSION Les résultats obtenus dans le cadre de cette étude visant à évaluer l’impact de certains préconditionnements préalables à des mesures physiques sur pâtes de ciment et bétons durcis ont permis d’apporter les éléments suivants :

Prétraitement d’une pâte de ciment durcie (E/C = 0,45)

• Des réseaux de microfissures, détectables à faible grandissement, sont formés dans les échantillons soumis aux deux modes de prétraitements généralement utilisés préalablement aux mesures par intrusion de mercure, à savoir l’étuvage à 45°C sous vide pendant 14 jours et la cryosublimation. Ces réseaux, à maille millimétrique, apparaissent interconnectés dans le plan 2D et sont très probablement traversants (en 3D), tout au moins pour les microfissures les plus ouvertes (jusqu’à quelques dizaines de micromètres). L’observation à forts grandissements révèle très peu de microfissures de taille inférieure.

• Avec le même prétraitement, on constate une variabilité de l’ouverture apparente moyenne des fissures, entre deux séries d’essais réalisés à des âges différents (3 et 15 mois). En outre, globalement, les microfissures apparaissent plus fines dans les échantillons traités par cryosublimation. Dans le même temps, l’efficacité de ce dernier prétraitement apparaît moindre comparativement à l’étuvage.

Prétraitement de bétons B35 et B60

• Les échantillons de béton de classe B35 se caractérisent par une microfissuration initiale très limitée et dispersée. Avant tout prétraitement, la microfissuration est nettement plus dense (de plus de 10 fois) dans les échantillons de béton B60, sans doute en relation avec l’intensité du phénomène de retrait d’autodessiccation inhérent à ce type de béton.

• A l’échelle des deux bétons analysés, il apparaît que le séchage correspondant au mode opératoire AFPC-AFREM préalable à l’essai de perméabilité au gaz n’induit pas un accroissement de la densité ni de l’ouverture apparente des microfissures.

6. REMERCIEMENTS Les auteurs remercient chaleureusement E. Perin (LERM), ainsi que G. Villain et L. Routhe (LCPC) pour leur contribution à ces travaux.

7. REFERENCES [1] Compte rendu des journées techniques AFPC-AFREM – Durabilité des bétons. Méthodes

recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, LMDC 1998, dans


"GranDuBé - Grandeurs associées à la durabilité des bétons" (Ed. by G. Arliguie & H. Hornain, RGCU - AFGC - Presses de l'ENPC, Paris, avril 2007).

[2] "GranDuBé - Grandeurs associées à la durabilité des bétons" (Ed. by G. Arliguie & H. Hornain, RGCU - AFGC - Presses de l'ENPC, Paris, avril 2007).

[3] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawsewitch J., Godin J., Henry D., Platret G., Villain G., Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesure et d'essais de laboratoire, Techniques et Méthodes des LPC, Méthodes d'essai n° 58 (LCPC, Paris, fév. 2002), 88 p.

[4] Ollivier J.P., A non destructive procedure to observe the microcracks of concrete by scanning electron microscopy, Cement and Concrete Research, 1985, 15, 1055-1060.

[5] Ammouche A., Riss J., Breysse D., Marchand J., Image analysis for the automated study of microcracks in concrete, Cement and Concrete Composites, vol. 23, 2001, pp 267-278.

[6] Ammouche A., Caractérisation automatique de la micro fissuration des bétons par traitement d'images. Application à l'étude de différents faciès de dégradation, Thèse de doctorat en Génie Civil de l’Université Bordeaux 1 (France) et l’Université Laval (Canada), 1999.



Partie 3

Propositions de méthodes de mesure et d'essais



SOMMAIRE

Méthodes de laboratoire Détermination de la résistivité électrique d’un béton durci saturé - Méthode d'essai................................................................................................................................217

Détermination du coefficient de diffusion apparent des chlorures dans les bétons durcis - Méthode d'essai de migration sous champ électrique externe en régime non stationnaire ..............................................................................................................221

Détermination du coefficient de diffusion effectif des chlorures dans les bétons durcis - Méthode d'essai de migration sous champ électrique externe en régime stationnaire................................................................................................................................228

Détermination du coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans une éprouvette de béton carbonaté - Méthode d'essai.....................................................................236

Détermination des profils de carbonatation dans les bétons durcis - Méthode par analyse thermogravimétrique complétée par une analyse chimique et méthode par gammadensimétrie ..................................................................................................245

Carbonatation accélérée des bétons durcis - Nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai proposées par les LPC............................................259

Méthode in situ Appareil BT-CRIS - Mesure de la "perméabilité" de surface des bétons durcis -Nouvelle procédure d'essai simplifiée......................................................................271



Méthodes de laboratoire



DETERMINATION DE LA RESISTIVITE ELECTRIQUE D’UN BETON DURCI SATURE

METHODE D'ESSAI

mise au point par : P. Belin (1) et V. Baroghel-Bouny (1) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Division Bétons et Composites Cimentaires - LCPC - 58 Bd Lefebvre, 75732 Paris Cedex 15 LREP et LRPC de Clermont-Ferrand, Lille, Lyon et Saint-Brieuc

1. DOMAINE D’APPLICATION Le présent mode opératoire décrit une méthode de détermination de la résistivité électrique d’un béton saturé. Cette méthode s’inspire en partie d’un projet de mode opératoire en cours de rédaction dans le cadre du projet Européen ChlorTest [1]. Considérant que dans le béton durci, le courant électrique traverse l’échantillon essentiellement via l’espace poreux saturé, la résistivité électrique est donc dépendante de la porosité totale et de la connectivité du réseau poreux du matériau. Elle constitue donc un indicateur des propriétés de transfert du béton. En comparaison de la mesure directe des propriétés de transfert du béton (coefficient de diffusion ou perméabilité), l’essai décrit dans ce mode opératoire présente l’avantage d’être très rapide (moins d’une heure après la phase de saturation). L’essai peut être exécuté soit sur des éprouvettes de laboratoire, soit sur des carottes issues de prélèvements sur ouvrages. 2. REFERENCE [1] ChlorTest - EU funded research project G6RD-CT-2002-0085 "Resistance of concrete to chloride

ingress - From laboratory tests to in-field performance", Testing Resistance of Concrete to Chloride Ingress - A proposal to CEN for consideration as EN standard, prepared by Tang Luping, Deliverable D22, 2005, 21 p.

3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES

3.1. Définitions Saturation : Procédure visant à faire pénétrer une solution dans un échantillon de béton, afin que l’espace poreux accessible à cette solution soit complètement occupé.


Résistance électrique et résistivité : Le courant électrique traversant un échantillon de béton soumis à une différence de potentiel électrique U est donné par

la loi d’Ohm : RUI = . La résistance électrique R d’un échantillon de section S et de

longueur L est donnée par SL.R ρ= . Le paramètre ρ, appelé résistivité électrique, est

indépendant de la géométrie de l’échantillon.

3.2. Symboles et unités ρ : Résistivité électrique du béton (Ω.m), Rtot : Résistance de l’ensemble éponges + échantillon (Ω), Rép : Résistance des éponges (Ω), S : Section de l’échantillon (m2), L : Epaisseur de l’échantillon (m). 4. PRINCIPE DE L’ESSAI Un échantillon cylindrique de béton saturé est placé au contact de deux électrodes (plaques en acier inoxydable) par l’intermédiaire de deux éponges humides. L’ensemble est relié à un dispositif de mesure de résistance électrique. Connaissant la géométrie de l’échantillon (épaisseur et section), la résistivité est calculée après mesure de la résistance de l’ensemble éponges + échantillon et des éponges seules. 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS Le dispositif expérimental (cf. figure 1) comprend :

Deux éponges minces (type lingette) de diamètre identique à l’échantillon, Deux plaques en acier Inox munies de connexions électriques, Le dispositif de mesure électrique.

Ce dernier est constitué soit : D’un appareil du type « Pont RLC », De deux multimètres (l’un fonctionnant en ampèremètre et l’autre en

voltmètre) associés à un générateur de fonction, D’un résistivimètre.

R 1

2 3

2 3

2 kg

1 – échantillon de béton saturé 2 – éponge humide 3 – électrode inox R – dispositif de mesure

Figure 1. Schéma de principe de la mesure de résistivité électrique.


A la date de rédaction de ce mode opératoire, la solution de saturation de l’échantillon est laissée libre. Celle-ci pourra être soit de l’eau, soit une solution basique (NaOH 0,1 M ou solution saturée en Ca(OH)2, par exemple). La solution de saturation utilisée sera précisée dans le rapport d’essai. 6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT Un échantillon d’un diamètre minimum de 100 mm et d’une épaisseur de 50 mm est scié à partir d’une éprouvette ou d’une carotte à une distance minimum de 20 mm des extrémités de l’éprouvette (ou du parement). La saturation de l’échantillon est effectuée sur 24 heures (ou 72 heures dans le cas d’un béton à hautes performances) selon le protocole suivant :

Mise sous vide d’air dans un dessiccateur à une pression maximum de 25 mbars pendant 4 heures,

Injection de la solution de saturation et maintien du vide jusqu’à la fin du processus de saturation. L’échantillon devra être recouvert d’un minimum de 10 mm de solution.

7. MODE OPERATOIRE Chaque éponge imbibée de la solution de saturation est positionnée entre l’échantillon et chacune des électrodes. Le tout est surmonté d’un poids d’environ 2 kg afin d’assurer le contact électrique. L’ensemble est connecté au dispositif de mesure de résistance électrique. Si un pont RLC ou un résistivimètre est utilisé, celui-ci est directement branché aux électrodes. Si un générateur de fonction est utilisé, celui-ci est branché aux électrodes via un multimètre (ampèremètre), l’autre multimètre (voltmètre) permettant de mesurer la différence de potentiel entre les électrodes. La mesure est effectuée dans une gamme de fréquences comprises entre 50 et 1000 Hz. Après avoir essuyé la face latérale de l’échantillon, la mesure de Rtot (éponges + échantillon) est effectuée. Celle-ci est réalisée rapidement (moins d’une minute), afin d’éviter un éventuel séchage de l’échantillon. Une autre mesure est effectuée sans l’échantillon, afin d’obtenir la résistance des éponges Rép. Les mesures sont effectuées au minimum 2 fois, après avoir remis l’échantillon dans la solution de saturation pendant 2 ou 3 minutes. 8. CALCULS ET EXPRESSION DES RESULTATS La résistivité électrique du béton saturé est donnée par :

LS).RR( eptot −=ρ

Avec : ρ : Résistivité électrique du béton saturé (Ω.m), Rtot : Résistance de l’ensemble éponges + échantillon (Ω), Rép : Résistance des éponges (Ω), S : Section de l’échantillon (m2), L : Epaisseur de l’échantillon (m).


Les essais croisés réalisés dans le cadre du projet Européen Chlortest [1] sur des échantillons saturés avec une solution saturée en chaux ont conclu aux résultats suivants : Répétabilité : sr = 10,5%, Reproductibilité : sR = 25,1%. 9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai comprendra les indications suivantes :

• Date de l’essai et âge du béton, • Référence des échantillons, • Dimensions des échantillons, • Solution de saturation utilisée, • Appareil de mesure utilisé, • Résistivité électrique de chaque échantillon et valeur moyenne.


DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION APPARENT DES CHLORURES DANS LES BETONS DURCIS

METHODE D'ESSAI DE MIGRATION SOUS CHAMP ELECTRIQUE EXTERNE EN REGIME NON STATIONNAIRE

mise au point par : P. Belin (1) et V. Baroghel-Bouny (1) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Division Bétons et Composites Cimentaires - LCPC - 58 Bd Lefebvre, 75732 Paris Cedex 15 LREP et LRPC de Clermont-Ferrand, Lille, Lyon et Saint-Brieuc

REMARQUE PRELIMINAIRE Cet essai fournit un coefficient de diffusion apparent qui ne doit pas être confondu avec le coefficient de diffusion effectif fournit par d’autres types d’essais tel que celui défini par la méthode d’essai n°58.10 [1]. La différence entre les deux paramètres est explicitée dans la référence [2]. 1. DOMAINE D’APPLICATION Ce mode opératoire est basé sur la méthode de Tang [3], ainsi que sur les travaux réalisés dans le cadre du projet RGCU Grandube [4]. La méthode présentée ici a pour objet de déterminer, à partir d’un essai de migration sous champ électrique en régime non stationnaire et en conditions saturées, le coefficient de diffusion apparent des ions chlorure dans le béton durci. Par rapport à d’autres essais relatifs à la pénétration des chlorures, tels que ceux de diffusion naturelle (méthode d’essai 58.9 présentée dans la référence [1]), l'essai décrit ici présente l’avantage de réduire considérablement la durée de l'expérience (2 jours au plus, au lieu de plusieurs mois pour la diffusion, avec des bétons courants) et les moyens nécessaires (pas de dispositif d’analyse chimique). L’essai peut être exécuté, soit sur des éprouvettes de laboratoire, soit sur des carottes issues de prélèvement sur ouvrages. Toutefois, dans ce dernier cas, l’échantillon devra être scié à une profondeur suffisamment éloignée du parement pour ne pas contenir de chlorures issus de l’environnement. 2. REFERENCES [1] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawsevitch J., Godin J., Henry D.,

Platret G., Villain G., Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesure et d'essais de laboratoire - Méthodes d'essai n° 58, Techniques et Méthodes des LPC, LCPC, février 2002, 88 p.



[3] Tang L., Electrically accelerated methods for determining chloride diffusivity in concrete-current development, Magazine of Concrete Research, 48, N°176, Sept. 1996, 173-179.

[4] Détermination des coefficients de diffusion effectif et apparent des chlorures dans le béton par essais de migration en régime permanent et transitoire, dans "GranDuBé - Grandeurs associées à la durabilité des bétons" (Ed by G. Arliguie & H. Hornain, RGCU - AFGC - Presses de l'ENPC, Paris, avril 2007), Chap. II.1, pp 368-374.

[5] Castellote, M., Andrade, C., Alonso, C., Chloride binding isotherms in concrete submitted to non-steady-state migration experiments, Cement and Concrete Research, vol. 29, 1999, pp 1799-1806.

[6] Baroghel-Bouny V., Arnaud S., Henry D., Carcassès M., Quénard D., Vieillissement des bétons en milieu naturel : une expérimentation pour le XXI° siècle. III - Propriétés de durabilité des bétons mesurées sur éprouvettes conservées en laboratoire, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, n° 241, nov.-déc. 2002, pp 13-59.

[7] Collepardi M., Quick method to determine free and bound chlorides in concrete, Proceedings of the 1st International RILEM Workshop "Chloride penetration into concrete", oct. 15-18, 1995, Saint-Rémy-lès-Chevreuse, France (Ed. by L.O. Nilsson & J.P. Ollivier, RILEM, Cachan, 1997) pp 10-16.

[8] ChlorTest - EU funded research project G6RD-CT-2002-0085 "Resistance of concrete to chloride ingress - From laboratory tests to in-field performance", Testing Resistance of Concrete to Chloride Ingress - A proposal to CEN for consideration as EN standard, prepared by Tang Luping, Deliverable D22, 2005, 21 p.

3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES

3.1 Définitions Saturation : Procédure visant à faire pénétrer une solution dans un échantillon de béton, afin que l’espace poreux accessible à cette solution soit complètement occupé. Migration : Mouvement des ions sous l’effet d’un champ électrique. Colorimétrie : Méthode de détermination de la présence de chlorures « libres » par pulvérisation de nitrate d’argent.

3.2. Symboles et unités Xd : profondeur de pénétration des chlorures mesurée par colorimétrie (m), Δt : durée de l’essai (s), R : constante des gaz parfaits (= 8,3144 J.mol-1.K-1), F : constante de Faraday (= 9,648 x 10

4 J. V-1.mol-1),

Z : valence de l’ion chlorure (= 1), T : température (K), L : épaisseur de l’échantillon (m), ΔE : différence de potentiel moyenne aux bornes de l’échantillon (V), c0 : concentration en chlorures de la solution amont (mol.L-1), erf-1 : inverse de la fonction erreur erf. I : intensité (A), S : surface de l’échantillon exposée à la solution de NaCl (m2).


4. PRINCIPE DE L’ESSAI Un échantillon cylindrique de béton est placé au centre d’une cellule constituée de deux compartiments qui contiennent, du côté aval, une solution basique exempte de chlorures, et du côté amont, une solution de NaCl également basique. A l'extrémité de chaque compartiment, se trouve une électrode (métallique) reliée à un générateur de tension stabilisée. Une différence de potentiel est appliquée entre ces électrodes de sorte que les ions chlorure migrent en direction du compartiment aval. L'essai consiste à mesurer la profondeur de pénétration des chlorures induite par une différence de potentiel électrique ΔE entre les faces de l'échantillon appliquée pendant un temps Δt. Cette mesure effectuée en régime non-stationnaire nécessite que les ions chlorure n’aient pas encore atteint le compartiment aval (amorçage du régime stationnaire). 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS

5.1 Matériel Le dispositif expérimental (cf. figure 1) comprend :

une cellule constituée de deux compartiments. Chaque compartiment comporte une face sans paroi où est placé l’échantillon et des ouvertures en partie supérieure par lesquelles sont introduites les solutions aqueuses (la solution chlorurée utilisée dans le compartiment amont et la solution non chlorurée utilisée dans le compartiment aval), et des ouvertures permettant le passage des connexions électriques. Divers types de cellules peuvent être utilisés pour appliquer ce mode opératoire. Des exemples sont donnés dans les références [3, 5-6],

deux électrodes métalliques placées aux extrémités des compartiments de la cellule et parallèles à l’échantillon,

un échantillon cylindrique de béton d’épaisseur 50 mm, dont le diamètre dépendra des cellules utilisées,

une alimentation électrique permettant d’imposer la différence de potentiel constante choisie aux bornes des électrodes.

Les éléments nécessaires à la réalisation des mesures comportent :

deux électrodes filiformes placées au contact de l’échantillon et permettant la mesure de la différence de potentiel entre les faces de l'échantillon,

un voltmètre pour la mesure de la différence de potentiel aux bornes de l’échantillon,

un ampèremètre, une règle ou un pied à coulisse, un thermomètre.


Figure 1. Dispositif de migration sous champ électrique et schéma électrique associé.

(I : ampèremètre, ΔV : voltmètre, 1 : électrodes de mesure, 2 : électrodes d’alimentation, 3 : résine époxyde, 4 : joint d’étanchéité)

5.2. Produits chimiques Les solutions préconisées pour l’essai de migration sont les suivantes :

une solution de soude NaOH (0,1M), utilisée pour la saturation de l’échantillon et pour l’anode (compartiment aval),

une solution de chlorure de sodium à 30 g.L-1 dans NaOH (0,1M), utilisée pour la cathode (compartiment amont).

Selon les besoins, d’autres solutions pourront être utilisées. La méthode colorimétrique est appliquée en pulvérisant une solution de nitrate d’argent AgNO3 (0,1M) [1]. Les méthodes proposées par Maultzsch (décrite dans la référence [1]) ou Collepardi [7] pourront également être appliquées. L’étanchéité de l’échantillon est assurée par une résine époxyde ou autre produit d’étanchéité pour béton. 6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT Un échantillon d’une épaisseur de 50 mm est scié à partir d’une éprouvette ou d’une carotte à une distance minimum de 20 mm (ou plus en présence de chlorures) des extrémités de l’éprouvette (ou du parement). L’échantillon est recouvert de résine époxyde, à l’exception des deux surfaces de contact avec les solutions amont et aval (cf. Figure 1). La saturation de l’échantillon est effectuée sur 24 heures (ou 72 heures dans le cas d’un béton à hautes performances) selon le protocole suivant :

2 2

3 4

1 1


mise sous vide d’air dans un dessiccateur à une pression maximum de 25 mbars pendant 4 heures,

injection de la solution de saturation NaOH (0,1M) et maintien du vide jusqu’à la fin du processus de saturation. L’échantillon devra être recouvert d’un minimum de 10 mm de solution.

7. MODE OPERATOIRE

7.1. Installation dans la cellule de migration Après mise en place des électrodes et des fils permettant de mesurer la tension électrique aux bornes de l’échantillon, chaque élément de la cellule et l’échantillon de béton sont assemblés. L’étanchéité est assurée par des joints en caoutchouc et éventuellement du joint en silicone. Le compartiment amont est rempli de la solution chlorurée et le compartiment aval est rempli de la solution exempte de chlorure. L’alimentation est branchée aux bornes de la cellule (+ sur cellule aval et – sur cellule amont) via l’ampèremètre, et le voltmètre est branché aux bornes de l’échantillon. Pour une tension donnée, le courant électrique traversant le dispositif en début d’essai permet d’évaluer la « qualité » du matériau et donc de déterminer les tensions et durées à appliquer en vue d’obtenir un front de pénétration des chlorures mesurable à l’issue de l’essai. On pourra choisir ces paramètres en se référant à la référence [3], ou plus simplement, en s’assurant que les conditions d’essai vérifient :

55 10.9S

tI10.3 ≤Δ×

≤ A.s.m-2

La tension et la durée ainsi déterminées seront typiquement de 10 à 30 volts et de 24 à 48 heures dans la plupart des cas.

7.2. Mesures La tension électrique aux bornes de l’échantillon, ainsi que la température de la solution aval, sont mesurées en début et en fin d’essai. Le calcul du coefficient de diffusion est effectué à partir de la moyenne de ces mesures. Après arrêt de l’essai, l’échantillon de béton est fendu perpendiculairement à la surface exposée aux chlorures (par essai brésilien ou burin) et le front de pénétration des chlorures est révélé sur chaque section fendue par une pulvérisation de nitrate d’argent AgNO3 [2]. Après séchage de l’échantillon à la lumière naturelle, la profondeur moyenne de pénétration des chlorures est mesurée dans une zone non soumise à d’éventuels effets de bord. Cette mesure pourra être effectuée directement sur l’échantillon ou sur une image numérique de celui-ci. La moyenne est calculée à partir de 7 mesures de profondeur [3], ou par analyse d’image [6]. Si le front de pénétration des ions chlorure est localement affecté par la présence d’un granulat ou d’un défaut (fissure, bulle…), cette zone locale ne sera pas prise en compte dans la mesure.


8. CALCULS ET EXPRESSION DES RESULTATS Le coefficient de diffusion apparent Dapp des ions chlorure est déterminé à partir de la relation [3] :

)s(mt

)Xd.Xd(.E.F.ZL.T.RD 1-2

appΔα−

Δ= Avec :

E.F.ZL.T.R2

Δ×ξ×=α

et ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅−=ξ −

0

1

c07,021erf

Xd : profondeur mesurée par colorimétrie (m), Δt : durée de l’essai (s), R : constante des gaz parfaits (= 8,3144 J.mol-1.K-1), F : constante de Faraday (= 9,648 x 10

4 J. V-1.mol-1),

Z : valence de l’ion chlorure (= 1), T : température (K), L : épaisseur de l’échantillon (m), ΔE : différence de potentiel moyenne aux bornes de l’échantillon (V), c0 : concentration en chlorures de la solution amont (mol.L-1), erf-1 : inverse de la fonction erreur erf. Les valeurs de ξ pour différentes concentrations en chlorures de la solution amont sont données dans le tableau 1.

Tableau 1. Valeurs de ξ pour différentes concentrations en chlorures de la solution amont. C0 (mol.L-1) 0,5 1 1,5 2 ξ (-) 0,764 1,044 1,187 1,281 Les essais croisés réalisés dans le cadre du projet Européen Chlortest [8] sur des échantillons saturés d’une solution saturée en chaux et avec une solution saline de concentration [NaCl] = 10% ont conclu aux résultats suivants : Répétabilité : sr = 15,2% Reproductibilité : sR = 23,6% Ces valeurs sont données à titre strictement indicatif compte tenu des conditions d’essais qui ne sont pas similaires à celles proposées dans ce mode opératoire. 9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai comprendra les indications suivantes :

• Date de l’essai et âge du béton, • Référence des échantillons, • Solutions utilisées, • Dimensions des échantillons, • Résultats de l’essai incluant pour chaque échantillon la température moyenne,

la tension moyenne, la durée de l’essai, la profondeur moyenne de


pénétration des chlorures mesurée par colorimétrie et le coefficient de diffusion,

• Le coefficient de diffusion moyen calculé sur la base de 3 essais.


DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION EFFECTIF DES CHLORURES DANS LES BETONS DURCIS

METHODE D'ESSAI DE MIGRATION SOUS CHAMP ELECTRIQUE EXTERNE EN REGIME STATIONNAIRE

mise au point par : A. Pavoine (1) et S. Moscardelli (1) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Groupe ouvrage d’art – Section chimie des matériaux et corrosion – LREP – Rue de l’égalité prolongée, 93350 Le Bourget Cedex

1. DOMAINE D’APPLICATION Ce mode opératoire décrit une méthode et un dispositif permettant de quantifier un coefficient de diffusion effectif des ions chlorure dans un béton Cette méthode d’essai s’applique à des bétons ordinaires ou performants fabriqués en laboratoire ou prélevés sur site. Le coefficient de diffusion effectif ainsi caractérisé constitue un indicateur de la durabilité du béton qui, associé à d’autres indicateurs, permet d’estimer la classe de durabilité du matériau. La durée de cet essai varie entre 1 et 3 semaines en fonction du type de béton testé. Le résultat obtenu est un coefficient de diffusion effectif qui ne rend pas compte des interactions chimiques des ions chlorure avec le matériau testé. 2. REFERENCE [1] Détermination de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l’eau. Compte

Rendu des journées techniques. AFPC-AFREM – Durabilité des bétons. Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs de durabilité associées à la durabilité, 11 & 12 décembre 1997, pp 121-124.

3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES La migration des ions chlorure dans un échantillon de béton est fonction du champ électrique imposé, des propriétés physico-chimiques du matériau et de l’environnement dans lequel est réalisé l’essai. Au cours d’un essai de migration, le phénomène de diffusion est négligé et une approximation de l’équation de Nernst-Planck peut-être utilisée pour calculer le coefficient de diffusion effectif de l’ion chlorure dans le matériau :

ECFZ

lJTRDeffΔ

=.......

1 γ (m2.s-1) (1)

Avec : R : Constante des gaz parfaits est égale à 8.314 J.K-1.mol-1 ; T : Température (K) ;


J : Flux d’ions en aval de l’échantillon (mol.m-2.s-1) ; l : Longueur de l’échantillon (m) ; Z : Valence de l’ion chlorure égale à 1 ; F : Constante de Faraday égale à 96487 J.V-1.mol-1 ; γ : Coefficient d’activité des ions chlorure égal à 0,657 dans NaCl 1 M ; C1 : Concentration en ions chlorure dans le compartiment placé en amont de

l’échantillon (mol.m-3) ; ΔE : Différence de potentiel aux bornes de l’échantillon (V). 4. PRINCIPE DE L’ESSAI Un échantillon de béton est placé au centre d’une cellule constituée de deux compartiments qui contiennent en aval une solution exempte d’ions chlorure et en amont une solution de NaCl (figure 1). Une migration des ions chlorure est imposée sous un champ électrique au travers de l’échantillon de béton. L’essai consiste à mesurer le flux d’ions chlorure dans le compartiment aval lorsqu’il est stationnaire.

Figure 1. Dispositif expérimental

5. APPAREILLAGE ET REACTIFS

5.1 Eau Eau distillée de conductivité inférieure à 0,1 mS/cm

5.2 Solution de chlorure de sodium 1 mol/L


Sécher environ 120 grammes de chlorure de sodium (NaCl) à 105°C jusqu’à masse constante. Laisser refroidir dans un dessiccateur. Dissoudre 116,88 grammes (à 0,001 g près) dans de l’eau distillée et diluer dans une fiole de 1000 mL. Matériel courant de laboratoire, et

5.3 Balance Balance de laboratoire de portée 300 g à 0,001 g près.

5.4. Matériel pour le dosage des ions chlorure Titrateur potentiométrique utilisant une électrode sélective au chlorure d’argent et une solution titrante de nitrate d’argent ou tout matériel équivalent ayant une limite de détection inférieure ou égale à 50 ppm.

5.5. Multimètre numérique

5.6. Conductimètre et cellule de conductivité Ce matériel n’est pas indispensable. Il permet de limiter le nombre de prélèvements et de dosages en début d’essai.

5.7. Sonde de température

5.8. Générateur de tension stabilisée

5.9. Cellules d’essai Chaque cellule est constituée de deux cuves cylindriques en PTFE d’une contenance au moins égale à 300 millilitres. Chaque cuve comporte une face verticale sans paroi où est appliqué l’échantillon, et des ouvertures en partie supérieure destinées à l’insertion d’une sonde de température et de la cellule de conductivité. Une électrode métallique est placée au fond de chaque cellule d’essai parallèlement à l’échantillon. Au cours de l’essai, ces électrodes seront branchées au générateur de tension stabilisée. Le suivi de la différence de potentiel imposée aux bornes de l’échantillon est effectué à l’aide de deux électrodes placées au contact de chaque face de l’échantillon et reliées à un multimètre.

5.10. Appareillage pour l’imbibition de l’échantillon Cet appareillage est constitué d’une pompe à vide et d’un récipient permettant de maintenir un échantillon de béton sous une pression limitée à 25 mbar dans l’air puis dans l’eau [1]. 6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT L’essai est réalisé sur des disques de 20 mm d’épaisseur et d’environ 110 mm de diamètre. L’échantillon de béton (ou de mortier) est obtenu par sciage d’une carotte


ou d’une éprouvette. La surface utile pour la mesure est un cercle d’environ 75 mm de diamètre correspondant à une surface approximative de 45 cm2. Les surfaces servant à la mesure ne doivent pas présenter de cavités de profondeur supérieure à 2 mm. La périphérie de l’échantillon est recouverte d’une couche de résine étanche à l’eau et insensible chimiquement aux ions présents dans les solutions. Les échantillons sont saturés par immersion dans de l’eau distillée en appliquant le mode opératoire proposé par l’AFREM-AFPC [1]. A l’issue de cette préparation, il faut mesurer à l’aide d’un pied à coulisse, sur plusieurs points :

La longueur moyenne de l’échantillon « l » (m) ; le diamètre de la surface non recouverte « D » (m) – Calculer « S » (m2) la

surface correspondante.

7. MODE OPERATOIRE L’échantillon de béton imbibé par de l’eau distillée est placé entre deux cuves contenant en amont une solution de NaCl (1 M) et en aval de l’eau distillée. Deux électrodes reliées à un générateur de tension stabilisée sont placées respectivement à l’extrémité de chaque compartiment. Une différence de potentiel de 12 V est appliquée entre ces électrodes de sorte que les ions chlorure (Cl-) migrent de la solution saline vers l’autre compartiment en traversant l’échantillon (figure 1). Dans un premier temps, la conductivité de la solution située en aval de l’échantillon est régulièrement quantifiée. Au-delà d’un seuil de conductivité (0,1 mS/cm), des prélèvements sont régulièrement effectués pour doser les ions chlorure ayant traversé l’échantillon jusqu’à ce que le flux d’ions chlorure soit déterminé en régime stationnaire.

7.1. Préparation du dispositif expérimental et des solutions La mise en place de l’appareillage et le démarrage de l’essai sont décrit par les étapes suivantes :

Placer l’éprouvette et les électrodes dans le dispositif par serrage des deux cuves. Les deux électrodes (fil de nobium platiné) permettront le suivi de la différence de potentiel appliquée aux bornes de l’échantillon ;

Rincer les cuves et vérifier l’étanchéité ; Introduire approximativement 300 mL de solution NaCl (1 M) dans la cuve

placée en amont de l’échantillon ; Introduire approximativement 300 mL d’eau distillée dans la cuve placée en

aval de l’échantillon. Le volume exact versé « Vaval » (m3) est quantifié par gravimétrie ou volumétrie ;

Après 5 minutes, prélever une faible quantité de solution amont (0,2 mL) pour déterminer exactement la concentration initiale en ions chlorure de la solution amont « C1 » (mol.m-3) ;


Connecter l’anode et la cathode à la source de tension stabilisée puis appliquer une différence de potentiel de 12V.

7.2. Enregistrements et dosages Dans un premier temps il convient de vérifier régulièrement au cours des premières 24 heures que la tension appliquée reste constante. Des ajustements fins peuvent être nécessaires. Si le laboratoire dispose d’un conductimètre Déterminer deux fois par jour la conductivité de la solution située en aval de l’échantillon. Aucun prélèvement n’est effectué tant que la conductivité reste inférieure à 0,1 mS/cm. Prélèvements et dosages La fréquence de prélèvement peut être adaptée en fonction du flux observé (tableau 1). En absence de cellule de conductivité, le premier prélèvement doit être effectué après 24 heures d’essai.

Tableau 1. Exemple de fréquences de prélèvement et de durées d’essai Coefficient de

diffusion Deff (m2/s) Fréquence de prélèvement Durée d’essai

10.10-12 2 par jour 5 jours 2,5.10-12 1 par jour 10 jours

0,3.10-12 1 par jour à 1 tous les 2 jours 24 jours

Le protocole défini à chaque prélèvement est le suivant :

Enregistrer la différence de potentiel mesurée aux bornes de l’échantillon « ΔE » (V) ;

Arrêter la mise sous tension du dispositif ; Attendre 5 minutes ; Noter la température « T » (°C) ; Mesurer la conductivité* (si appareillage disponible) ; Peser le flacon de prélèvement et noter sa masse vide M0 (g) ; Prélever 2 ml de solution dans la cellule aval ; Peser le flacon et noter sa masse M1 (g) ; Ajouter 2 ml d’eau distillée dans la cellule aval ; Mettre le dispositif sous tension.

Arrêter à cette étape et remettre le dispositif sous tension si la conductivité est inférieure à 0,1 mS/cm.

8. CALCUL ET EXPRESSION DES RESULTATS

8.1. Détermination de la concentration en ions chlorure en aval de l’échantillon


La quantité réelle d’ions chlorure (Caval mol.m-3) ayant diffusé est déterminée par un dosage des ions contenus en solution auxquels sont ajoutés les ions prélevés au cours de l’essai. La quantité d’ions prélevés est déterminée en appliquant l’équation ci-après :

∑−

=

− =1

1*

n

iiiprélevé VCCl (mole) (2)

Avec Ci : la concentration du ième prélèvement (mol.m-3) Vi : le volume du ième prélèvement déterminé exactement par la différence de

masse m1(i)-m0(i) (m3). La concentration de la solution placée en aval de l’échantillon est corrigée en prenant en compte les ions chlorure prélevés au cours de l’essai.

[ ]aval

prélevédosé V

ClClCl

−−− += (mol.m-3) (3)

Avec −

doséCl : la concentration de la solution prélevée (mole.m-3) ; Vaval : le volume de la solution située en aval de l’échantillon (m3).

8.2. Détermination du flux « J » (mol.m-2.s-1) en régime stationnaire La phase stationnaire est identifiée à la fois par une tension stable aux bornes de l’échantillon et par un flux constant d’ions chlorure ayant traversé l’échantillon.

y = 0,095x - 42,702R2 = 0,991

y = 0,063x - 28,320R2 = 0,971

y = 0,097x - 42,485R2 = 0,994

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

- 100 200 300 400 500 600

Temps (heures)

Con

cent

ratio

n en

ions

chl

ore

de la

sol

utio

n av

ale

(mm

ol/L

)

1 2 3

Figure 2. Essai réalisé sur 3 échantillons. Suivi de la concentration en ions chlorure de la solution aval


Dans le graphique représentant la variation de la teneur en ions chlorure de la solution avale en fonction du temps, ce flux constant est identifié par au moins cinq points alignés. Un exemple d’acquisition est donné sur la figure 2. A l’issue de cette étape il convient de :

Calculer la tension moyenne mesurée aux bornes de l’échantillon pendant la phase stationnaire « ΔE » (V);

Calculer la pente en phase stationnaire « P » (mol.m-3.h-1) et le coefficient de régression « r2 » par régression linéaire ;

Calculer la température moyenne « Tmoy » (°C) pendant la phase stationnaire. Le flux d’ions chlorure « J » est obtenu à partir de l’équation ci-après :

S

VPJ aval

*3600*

= (mol.m-2.s-1) (4)

8.3. Fidélité L’équation (1) rappelée ci-après permet de quantifier le coefficient de diffusion effectif des ions chlorure dans le béton à partir de la longueur de l’échantillon « l » (m), des conditions d’essai (ΔE (V), T (K), C1 (mol.m-3)) et du flux « J » (mol.m-2.s-1) déterminé en régime stationnaire.

ECFZ

lJTRDeffΔ

=.......

1 γ (m2.s-1)

Des essais en laboratoire ont permis de quantifier le coefficient de diffusion effectif sur une étendue de 0,01.10-12 m2/s à 10.10-12 m2/s. La répétabilité « r » obtenue dans un laboratoire à partir de 10 séries de 3 essais sur des bétons différents est de 0,1*Deff. Pour assurer une fiabilité suffisante du résultat et notamment éviter des artefacts dus à une éventuelle mauvaise préparation de l’échantillon, il convient de réaliser l’essai sur 3 échantillons pour chaque matériau testé et de retenir la médiane des valeurs obtenues en tant que résultat final.

9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai doit contenir les indications suivantes :

Les renseignements nécessaires à l’identification complète de(s) l’échantillon(s) ;

Une figure représentant la variation de la concentration de la solution aval en fonction du temps pour chaque échantillon testé (figure 2) ;

Un tableau récapitulatif des données acquises au cours de l’essai (tableau 2). La date de début d’essai ; Le coefficient de diffusion effectif médian obtenu à partir des trois essais.


Tableau 2. Exemple de données acquises au cours de l’essai IDENTIFICATION DE L’ECHANTILLON 1 2 3

Référence de l’échantillon Identifiant Identifiant Identifiant Diamètre moyen (10.-2 m) 7,77 7,67 7,67 Epaisseur moyenne (10.-2 m) 2,45 2,55 2,41 DONNEES D’ENTREE DE L’ESSAI Date d’essai 16/08/2005 16/08/2005 16/08/2005Concentration de la solution amont Cl- (mol/m3) 1000 1000 1000

Volume de la solution aval (10-6 m3) 306,4 303,3 300,5 Tension appliquée (V) 12 12 12 Température moyenne (°C) 21,5 21,5 21,5 RESULTATS D’ESSAI Pente de la phase stationnaire (mol/m3/h) 0,097 0,063 0,095 Coefficient de corrélation « r2 » 0,994 0,971 0,991 Différence de potentiel moyenne aux bornes de l’échantillon pendant la phase stationnaire (V)

6,2 5,7 6,1

Durée d’essai (jours) 24 24 24 Coefficient de diffusion effectif Deff (10.-12 m2/s) 0,27 0,20 0,28


DETERMINATION DU COEFFICIENT DE DIFFUSION DU DIOXYDE DE CARBONE DANS UNE EPROUVETTE DE BETON CARBONATE

METHODE D'ESSAI

mise au point par : A. Pavoine (1), G. Villain (2), S. Moscardelli (1), J. Lett (2) et P. Roussel (2) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Groupe Ouvrages d’Art - Section chimie des matériaux et corrosion - LREP - Rue de l’égalité prolongée, 93350 Le Bourget Cedex (1) Division Bétons et Composites Cimentaires - LCPC - 58, boulevard Lefebvre, 75732 Paris Cedex 15

1. DOMAINE D’APPLICATION Ce mode opératoire décrit le dispositif et la méthode retenue pour caractériser un coefficient de diffusion du dioxyde de carbone (CO2) dans un béton carbonaté. Cet essai est applicable sur des bétons ordinaires ou performants, sur des éprouvettes de laboratoire ou sur des carottes d’ouvrage. Il dérive des dispositifs et des modes opératoires développés pour étudier les peintures et revêtements [1-2]. La détermination du coefficient de diffusion du CO2 dans les bétons est essentielle pour l’étude de la durabilité des ouvrages en béton armé et en particulier de la carbonatation, phénomène de dégradation du béton armé. Ce coefficient constitue en effet un indicateur de la durabilité du béton. La carbonatation étant très dépendante des conditions hygrométriques, il conviendrait de déterminer ce coefficient de diffusion en fonction de la teneur en eau du matériau. Ce mode opératoire ayant été développé sur matériau sec [3-4]. Des études complémentaires seront donc nécessaires pour l’étendre aux matériaux humides. 2. REFERENCES [1] NF EN 1062-6 (novembre 2002), Peintures et vernis - Produits de peinture et systèmes de

revêtement pour maçonnerie et béton extérieurs - Partie 6 : détermination de la perméabilité au dioxyde de carbone, 16 p.

[2] Bouzanne M., Etude de faisabilité : Perméabilité au CO2 des revêtements, Rapport interne, Opération de recherche OA12 sur la "Protection des bétons armés", LREP, Le Bourget, Février 2000, 34 p.

[3] Pavoine A., Rapport interne d'avancement, Etude de la carbonatation du béton, Opération de recherche 1B021, LREP, Le Bourget, Mai 2004, 33 p.

[4] Villain G., Pavoine A. and Thiery M., Measurement of Carbon Dioxide Diffusion Coefficient of Concrete, In Proceedings Suppl. Papers of 7th Int. Conf. on "Durability of Concrete", Ed. by V. M. Malhotra, Montreal, Canada, May 28-June 3, 2006, pp. 687-705.

[5] AFPC-AFREM, Essai de carbonatation accélérée - Mesure de l’épaisseur de béton carbonaté, Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Compte-rendu


des Journées Techniques AFPC-AFREM “Durabilité des bétons”, 11 et 12 décembre 1997, Toulouse, pp. 153-158.

[6] Carbonatation accélérée des bétons durcis - Nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai proposées par les LPC, dans cet ouvrage, Partie 3.

[7] Houst Y. F. and Wittmann F. H., Influence of porosity and water content on the diffusivity of CO2 and O2 through hydrated cement paste, Cement and Concrete Research, Vol. 24, N°6, 1994, pp.1165-1176.

3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES Le phénomène de diffusion correspond au mouvement de molécules de dioxyde de carbone sous l’action d’un gradient de concentration. Ce phénomène est décrit par la première loi de Fick (1) : )(CgradDJ ⋅−= (1) Le régime de diffusion est stationnaire lorsqu’un flux constant de CO2 traverse une surface d’échantillon sous l’action du gradient de concentration. On fait l’hypothèse que le CO2 suit la loi des gaz parfaits. J (mole.m-2.s-1) densité de flux de CO2 (flux par unité de surface S) D (m2.s-1) coefficient de diffusion du CO2 C (mole.m-3) concentration en CO2. C1 (mole.m-3) concentration en CO2 du gaz vecteur (C1 = 0 mole/m3) C2 (mole.m-3) concentration en CO2 du gaz amont à 20°C mtubei (g) masse du tube i e (m) épaisseur de l’échantillon S (m²) surface d’échange de l’échantillon, délimitée par la cellule 4. PRINCIPE DE L’ESSAI Un disque de béton issu d’une carotte ou d’une éprouvette de laboratoire est tout d’abord obtenu par sciage. L’échantillon est ensuite séché et carbonaté [5-6]. A l’issue de cette étape de préparation, l’échantillon est placé dans une cellule de diffusion qui permet de mettre les deux faces de l’échantillon au contact de gaz ayant une pression partielle de CO2 distincte. Le gradient de concentration de CO2 provoque une diffusion de ce gaz dans le béton. Un gaz vecteur exempt de CO2 véhicule ensuite le gaz ayant diffusé vers un dispositif de captage. Le système mis au point pour fixer le dioxyde de carbone est constitué d’une série de tubes contenant de la chaux sodée. Le suivi des masses de ces tubes permet d’accéder au flux de CO2 à travers le disque de béton au cours du temps. Lorsque le régime stationnaire est atteint, le flux est constant et permet de quantifier le coefficient de diffusion du dioxyde de carbone dans l’échantillon carbonaté. 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS

5.1 Produits chimiques Bouteille de gaz vecteur – Air reconstitué (80% N2 + 20% O2) Bouteille de gaz – Air + CO2 (10 ± 0,2 % CO2 ; 20% O2 ; complété par N2) avec

certificat de calibration permettant de calculer la concentration C2 Chaux sodée sèche (93±3% Ca(OH)2 + 4±2% NaOH+KOH)


Silica-gel sec Colle : araldite, époxyde ou équivalent Acétone

5.2. Matériels nécessaires Outre le matériel courant de laboratoire, l’essai est réalisé dans une salle climatisée à 20°C et nécessite : Balance de précision à 0,001 g près. Pied à coulisse de précision ± 0,05 mm Etuve réglable à 45 ± 5°C, 80 ± 5°C et 150 ± 5°C Pompe à vide (P = 25 mbar) Dessiccateur relié à un dispositif permettant le contrôle de la pression et à une pompe à vide (pour le séchage de la chaux sodée) Tamis de largeur de maille de 0,315 mm

5.3. Dispositif pour réaliser l’essai de diffusion Le dispositif (figure 1) est constitué des deux bouteilles de gaz, de deux manomètres de précision et de deux erlenmeyers contenant du gel de silice sec et permettant de capter l’humidité éventuellement contenue dans les gaz sortant des bouteilles. Un manomètre en U contentant du mercure, permet d’équilibrer les pressions de part et d’autre de l’échantillon. Chacune des bouteilles de gaz est reliée à une demi-cellule de diffusion.

Figure 1. Dispositif expérimental pour réaliser un essai de diffusion sur une tranche de béton

carbonaté. La cellule de diffusion (figure 2) est constituée de deux demi-cellules en verre, qui sont collées de part et d’autre de l’éprouvette de béton pour réaliser l’essai. La partie


en amont maintient une quantité connue de CO2 (10 ± 0,2%) au contact d’une face de l’échantillon. La partie en aval contient le gaz vecteur qui a pour fonction de véhiculer la totalité du CO2 ayant diffusé dans l’échantillon vers le dispositif de fixation du CO2.

Figure 2. Cellule de diffusion.

Le dispositif de fixation du CO2 correspond à l’ensemble des matériels placés à droite de la cellule de diffusion sur la figure 1. Ce système est constitué de 3 tubes en U placés en série et dans lesquels le gaz vecteur circule successivement. Le premier tube en U contient du gel de silice sec et permet de fixer l’eau éventuellement contenue dans le gaz. Les deux suivants contiennent de la chaux sodée sèche et ont pour fonction de fixer le CO2 diffusé. Notons que la chaux sodée contient un indicateur qui se colore en bleu quand elle capte du CO2. Cet indicateur permet de contrôler visuellement le bon déroulement de l’essai (figure 3).

Figure 3. Propagation d’un front bleuté de la gauche vers la droite d’un tube révélant la fixation de

CO2 par le dispositif.

135 mm

∅ 15 mm


Les quantités de CO2 captées sont déterminées par pesées sous l’hypothèse que les variations de masse sont associées à la capture du CO2 uniquement. 6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT Le protocole décrit ci-après est représenté sur la figure 4.

Figure 4. Protocole pour la préparation d’un échantillon de béton Les essais sont réalisés sur des échantillons de 110 mm de diamètre. Ces échantillons peuvent être issus d’éprouvettes fabriquées en laboratoire ou de carottes prélevées sur site. Dans le cas d’éprouvettes (φ11x22 cm) de laboratoire, l’essai doit être réalisé après une maturation suffisante. Une cure sous eau à 20°C d’une durée minimum de 28 jours peut être retenue. Dans le cas de carottes de béton d’ouvrage, aucune maturation supplémentaire n’est requise si le prélèvement est effectué après un délai de maturation suffisant. Le sciage est effectué sous eau pour obtenir des tranches de béton d’environ 10 ± 2 mm d’épaisseur. Pour réaliser l’essai, la tranche la plus plane et ne présentant pas de bulles traversantes sera sélectionnée. Les échantillons de béton subissent ensuite un séchage et une carbonatation accélérée selon le mode opératoire recommandé par l’AFPC-AFREM [5] ou bien selon celui proposé par les LPC [6]. L’opérateur veillera à une carbonatation totale de l’échantillon. En effet, dans le cas contraire, la carbonatation se poursuivrait pendant l’essai de diffusion et il serait difficile voire impossible d’atteindre un régime stationnaire de diffusion. Note 1 : Dans le cas d’échantillons issus de carottes d’ouvrage complètement carbonatées, cette étape est superflue. Enfin, le préconditionnement proprement dit consiste en un séchage pendant 15 jours, à 45°C, sous vide, en présence de silica-gel sec. Le vide est réalisé soit directement dans l’étuve, soit dans un dessiccateur placé dans l’étuve. Le gel de silice sec est changé régulièrement. A la fin du préconditionnement et avant essai, l’échantillon carbonaté et séché est conservé à 20°C sous vide dans un dessiccateur contenant du gel de silice sec, à l’abri de l’air et de l’humidité.

Fabr

icat

ion

du b

éton

Maturation

+28 jours

Conservation Séchage Séchage Carbonatation

(15 jours) (28 jours)

Sciage en tranches dont l’épaisseur est comprise entre 10 et12mm.


7. MODE OPERATOIRE

7.1. Mise en place de l’échantillon dans la cellule A l’aide du pied à coulisse, mesurer précisément l’épaisseur de l’échantillon en 4 points et en faire la moyenne pour obtenir l’épaisseur e (m). Coller l’échantillon entre les deux parties de la cellule de diffusion en prenant soin de ne pas recouvrir la surface d’échange par de l’adhésif. L’étanchéité de la surface latérale de l’échantillon est également assurée par une couche d’adhésif (voire deux couches). L’ensemble collé est conservé jusqu’à masse constante dans un dessiccateur. Note 2 : la prise de cette colle peut être accélérée par un séchage d’une à plusieurs heures dans une étuve régulée à environ 40°C. Note 3 : en fin d’essai, la cellule peut être récupérée par immersion dans de l’acétone qui dissoudra l’adhésif.

7.2. Préparation de la chaux sodée. La qualité de cette préparation est essentielle pour le bon déroulement de l’essai.

Prélever environ 20 grammes de chaux sodée (Ø 2 – 5 mm) ; Réaliser très rapidement un broyage ménagé de la chaux pour obtenir une

poudre (Ø passant du tamis 0,315 mm) ; Placer les 20 grammes de poudre dans un bécher ; Placer environ 50 grammes de chaux sodée non préparée dans un bécher ; Placer ces deux béchers dans un dessiccateur en présence de silica-gel

fraîchement séché à 150°C ; Créer un vide dans le dessiccateur à l’aide de la pompe à vide ; Placer le dessiccateur à 80°C pendant 24 heures ; Contrôler la masse de la chaux sodée et changer éventuellement le gel de

silice par un produit fraîchement séché à 150°C. Les deux dernières étapes sont répétées jusqu’à atteindre une constante de masse de la chaux sodée (variation relative de masse ≤ 0,05%) et une coloration bleu persistante du gel de silice. Le produit ainsi séché peut capter approximativement 5 % (g/g) de CO2.

7.3. Mise en fonctionnement de l’appareillage Peser les tubes vides avec les bouchons enduits de graisse à vide Remplir les 2 erlenmeyers avec du gel de silice fraîchement séché à 150°C ; Prendre une fraction du gel de silice en équilibre avec la chaux dans le

dessiccateur et la mettre dans le premier tube en U ; Fermer et peser le tube 1 ; Placer une quantité suffisante de poudre dans le deuxième tube en U jusqu’à

combler le coude (figure 3) ; Compléter ce tube par de la chaux séchée et non broyée ; Fermer immédiatement le tube en U avec les bouchons et peser le tube 2 ; Remplir le troisième tube en U par de la chaux séchée et non broyée ;


Fermer immédiatement le tube en U avec les bouchons et peser le tube 3 ; Mettre en place les 3 tubes en U ; Faire circuler de l’air exempt de CO2 dans le dispositif aval (tubes de gel de

silice + tubes de chaux sodée) et régler la surpression en observant le bullage au niveau du barboteur de manière à obtenir environ 1 bulle/seconde (surpression de l’ordre de 0,05 mbar selon les dispositifs) ;

Suivre les variations de masse des tubes en U et quantifier la variation de masse attribuable au gaz vecteur.

Si ces premiers résultats sont satisfaisants, la bouteille contenant du CO2 reliée à la demi-cellule amont est ouverte. Pour limiter la durée du régime transitoire, on pourra faire circuler le gaz contenant le CO2 dans l’erlenmeyer et les tuyaux avant de le connecter à la demi-cellule amont. Pour limiter le risque de reflux, la pression en amont est réglée pour atteindre une légère surpression (< 1 mm de Hg) par rapport à la cellule située en aval. Cet écart devra rester très faible de manière à pouvoir être négligé et rester dans des conditions de diffusion. Note 4. Il convient de limiter le temps de contact de la chaux avec l’air ambiant, au cours du broyage et de la mise en place dans les tubes.

7.4. Suivi des quantités de CO2 ayant traversé l’échantillon La quantification du CO2 ayant traversé l’échantillon se fait par le suivi des variations de masse des tubes absorbeurs. La chaux sodée utilisée pour ces essais contient un indicateur coloré virant au bleu-violet lorsque la chaux est saturée par le dioxyde de carbone. La fréquence de pesée est adaptée en fonction du type de béton étudié. Pour un béton ordinaire, deux pesées par jours peuvent être envisagées. Elle ne sera que d’une pesée par jour pour des bétons performants. A chaque pesée, le flux de gaz vecteur est dirigé vers un dispositif de rejet approprié pour limiter les variations de pression pendant cette étape. Il est conseillé d’utiliser un dispositif d’évacuation identique à la chaîne de mesure. Les données suivantes sont enregistrées :

la masse du tube 1, mtube1 (g); la masse du tube 2, mtube2 (g); la masse du tube 3, mtube3 (g); la date et l’heure ; la température (°C)

La réaction chimique principale correspondant à la fixation du CO2 par la chaux est la suivante : OHCaCOCOOHCa 2322)( +⎯→⎯+ (1) Nous estimons que l’eau libérée reste emprisonnée dans les tubes. Cette hypothèse est assurée tant que la variation de la masse du dernier tube reste faible. Les quantités de CO2 fixées au cours de la ième pesée sont donc directement déterminées à partir de l’équation (2) :


[ ]44

32322

initialtubetubeitubetubei

mmmmCO

)()( +−+= (mole) (2)

Note 5 : les pesées peuvent être espacées en début d’essai et reprochées dès l’apparition d’un front bleuté marqué. 8. CALCUL ET EXPRESSION DES RESULTATS

8.1. Détermination de la pente en phase stationnaire a Les résultats de mesure sont présentés sous la forme graphique de [CO2] (en mole) en fonction du temps (en s). Le flux en phase stationnaire est identifié par au moins 5 points alignés dans le graphique représentant les quantités de CO2 fixées au cours du temps. Un exemple d’acquisition est donné sur la figure 5. On peut alors calculer la pente de la droite en phase stationnaire a (mole/s) qui est le flux de CO2 à travers la surface S. La densité de flux est donc égale à :

SaJ = (3)

A l’issue de cette étape il convient aussi de calculer la température moyenne Tmoy (°C) pendant la phase stationnaire.

8.2. Détermination du coefficient de diffusion DCO2 La concentration en CO2 du gaz amont C2 est calculée en appliquant la loi des gaz parfaits ; ainsi elle est égale à 4,23 ± 0,08 mole/m3 à 20°C pour une surpression de 0,05 bar et une bouteille contenant 10,0 ± 0,2 % de CO2. Au cours de l’essai, un gradient de concentration constant (C1-C2) est imposé entre les faces de l’échantillon où C1 et C2 sont les concentrations en amont et en aval de l’échantillon. Lorsque le régime de diffusion est stationnaire, le coefficient de diffusion du CO2 peut être déterminé à partir de l’équation suivante :

)( 12

2 CCSeaDCO −⋅

⋅= (4)

8.3. Exactitude des mesures La précision des mesures est très dépendante du matériau car le béton est un matériau hétérogène. Il est donc conseillé de réaliser l’essai sur 3 échantillons quand c’est possible. 9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai doit contenir les indications suivantes :

Les renseignements nécessaires à l’identification complète de l’échantillon ; Une figure représentant la variation de la masse captée en fonction du temps

(figure 5); Un tableau récapitulatif des données acquises au cours de l’essai (tableau 1). La date de début d’essai ; Le coefficient de diffusion du CO2 calculé.


Tableau 3. Exemple de résultats d'essai Identification de l’échantillon Référence de l’échantillon Référence du client Surface exposée (m) 5,0.10-3 Epaisseur moyenne (m) 9,23.10-3 Données d’entrée de l’essai Date de début d’essai (jj/mm/aa) 31/03/05 Diamètre interne de la cellule (cm) 10 Surpression appliquée (millibar) 0,03 Température moyenne (°C) 20,5 Résultats d’essai Pente de la phase stationnaire (mole/h) 3,78.10-8 Coefficient de corrélation « r2 » 0,997 Durée d’essai (jours) 6 Coefficient de diffusion DCO2 (m2.s-1) 1,6.10-8

y = 3,78E-08x + 0,0004R2 = 0,997

0,00

0,01

0,02

0,03

0 172800 345600 518400 691200

Temps (s)

Qua

ntité

de

CO

2 (m

ole)

Figure 5. Quantité de CO2 ayant diffusé au cours du temps


DETERMINATION DES PROFILS DE CARBONATATION DANS LES BETONS DURCIS

METHODE PAR ANALYSE THERMOGRAVIMETRIQUE COMPLETEE PAR UNE ANALYSE CHIMIQUE ET METHODE PAR GAMMADENSIMETRIE

mises au point par : G. Platret (1), G. Villain (2), E. Massieu (1) et J. Lett (2) Unités du réseau technique possédant les dispositifs à la date de rédaction : (1) Thermobalance NETZSCH STA 409E, torche à plasma Jobin Yvon ULTIMA 2000 : Service Physico-Chimie des Matériaux - LCPC - 58 Bd Lefèbvre, 75732 Paris Cedex 15 (2) Gammadensimètre : Division Bétons et Composites Cimentaires - LCPC - 58 Bd Lefèbvre, 75732 Paris Cedex 15

1. DOMAINE D’APPLICATION Ce mode opératoire décrit deux méthodes pour déterminer des profils de carbonatation dans des bétons, mortiers et pâtes de ciment. Ces deux méthodes sont complémentaires. La première méthode est basée sur une analyse thermogravimétrique complétée par une analyse chimique (notée ATG-AC). L'objectif de cette analyse thermique est de déterminer les teneurs en portlandite Ca(OH)2 et en carbonate de calcium CaCO3 qui sont utiles pour connaître de degré de carbonatation du béton ou du mortier. L’analyse thermique simultanée comprend une analyse thermogravimétrique (ATG) et une analyse thermique différentielle (ATD). L’analyse chimique (AC) s’effectue sur le filtrat issu d’une attaque par un acide dilué qui permet la dissolution de la phase cimentaire et des granulats calcaires alors que tous les autres éléments du matériau analysé se retrouveront dans le résidu insoluble. Cette première méthode est applicable sur des carottes d’ouvrages comme sur des éprouvettes de laboratoire, qui ont subi une carbonatation en conditions naturelles ou accélérées. La seconde méthode est basée sur la gammadensimétrie, méthode non destructive d’auscultation d’éprouvettes et de détermination de leur densité par absorption des rayons gamma. Cette méthode s’appuie sur la différence de densité entre un état non carbonaté de référence et un état carbonaté. Par conséquent, cette seconde méthode est préconisée pour suivre la progression au cours du temps de la carbonatation dans des éprouvettes de laboratoire, en conditions naturelles ou accélérées.


2. REFERENCES [1] Villain G. and Platret G., Two experimental methods to determine carbonation profiles in concrete,

ACI Materials Journal, Vol. 103, N°4, July-August 2006, pp.265-271. [2] Villain G., Thiery M. et Roussel P., Détermination par gammadensimétrie de profils de séchage et

de carbonatation dans les bétons, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, Janvier-Février 2004, n°248, p. 49-71.

[3] Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesure et d'essai de laboratoire, Méthodes d'essai N° 58, LCPC, Février 2002.

[4] Recueil de modes opératoires pour l'analyse des ciments, bétons, sols et roches - Publication interne du Service PCM du LCPC, septembre 1993, 75 p.

[5] AFPC-AFREM, Essai de carbonatation accélérée – Mesure de l’épaisseur de béton carbonaté, Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Compte-rendu des Journées Techniques AFPC-AFREM “Durabilité des bétons”, 11 et 12 décembre 1997, Toulouse, pp. 153-158.

[6] NF EN 13295 (octobre 2004), Produits et systèmes pour la protection et la réparation des structures en béton - Méthodes d'essai - Détermination de la résistance à la carbonatation, 17p.

[7] Carbonatation accélérée des bétons durcis - Nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai proposées par les LPC, dans cet ouvrage (Partie 3).

[8] Mode opératoire et consignes d’essais du banc gammadensimétrique, LCPC-Division BCC-Section MDB, version 1, janvier 2002, 16 p.

[9] Villain G. et Thiery M., Incertitudes des mesures par gammadensimétrie, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, Janvier-Février 2006, n°260, p. 69-82.

[10] Platret G., Deloye F.-X., Thermogravimétrie et carbonatation des ciments et des bétons, Actes des Journées des Sciences de l’Ingénieur (4-7 octobre 1994, Presqu’île de Giens), Vol. 1, pp. 237-243.

[11] Thiery M., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires - Prise en compte des effets cinétiques et des modifications microstructurales et hydriques, Thèse ENPC, LCPC, Paris (2005), 333 p.

[12] Villain G., Thiery M. and Platret, G., Measurement methods of carbonation profiles in concrete: thermogravimetry, chemical analysis and gammadensimetry, submitted to Cem. Concr. Res., 2006, 20 p.

[13] Villain G., Platret G., Thiery M., Massieu E. et Roussel P., Profils de carbonatation dans les bétons - Analyse thermogravimétrique couplée à l'analyse chimique et gammadensimétrie, dans cet ouvrage (Partie 2).

[14] Caractérisation d'un béton ou d'un mortier par analyse thermique ATG/DTG/ATD, Mode opératoire du Service PCM du LCPC - Publication interne.

[15] NFT 01-021, Analyse thermique : Vocabulaire - Présentation des résultats. 3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES CCO2 (mol/L) Teneur totale en CO2 fixé MCO2 (g/mol) Masse molaire du CO2 (CCO2 = 44 g/mol)

cimentbétondeg100Q (%) Quantité de ciment dans le béton selon la formulation

cimentpoudredeg100Q (%) Quantité de ciment dans 100 g de poudre obtenue par AC

32100

OAlcimentdegQ (%) Quantité d’oxyde d’aluminium dans le ciment non hydraté (AC)

poudredeg100mΔ (%) Perte de masse (du composé i) sur chaque échantillon de

poudre mesurée par ATG bétondeg100mΔ (%) Perte de masse (du composé i) sur chaque échantillon ramené à

100 g de béton N (-) Nombre de photons détectés après traversée du matériau N0 (-) Nombre de photons détectés à vide (sans matériau)


x (m) Epaisseur de matériau traversée ou diamètre de l’éprouvette ρ (kg/m3) Masse volumique du matériau étudié µ (m2/kg) Coefficient d’absorption massique du matériau h (mm) Hauteur de mesure de l’éprouvette t (jours) Echéance de mesure t0 (jours) Echéance de début de carbonatation ρ0 (kg/m3) Densité du béton à l'instant t0

ρρΔ (%) Variation relative de densité entre 2 échéances de mesure

4. PRINCIPE DES ESSAIS

4.1. Première méthode : ATG-AC Le principe de l’ATG est de mesurer en fonction du temps ou de la température les variations de masse d'un échantillon du matériau étudié soumis à une augmentation de température programmée. Le principe de l'ATD est de mesurer, en fonction du temps ou de la température, la différence de température entre un échantillon et une référence, provoquée par toute modification physique et/ou chimique de l’échantillon, lorsqu’il est soumis à la même loi de variation de température. La thermogravimétrie et sa dérivée, notée DTG, quantifient les diverses pertes ou reprises de masse observées au cours de l'essai. ATG, DTG et ATD permettent donc de quantifier les teneurs en différents composés (essentiellement hydrates et carbonates), de l’échantillon analysé. L'élimination des plus gros granulats pour les mesures ATG ne permet plus de rapporter les résultats obtenus au béton initial. Pour cela, il est nécessaire de connaître sa teneur en ciment et donc la composition centésimale de l'échantillon analysé. Il faut donc compléter les résultats de l’ATG par une analyse chimique. L'échantillon est attaqué à froid par de l'acide nitrique dilué. Le résidu insoluble est séparé et le filtrat est recueilli dans une fiole jaugée pour effectuer les dosages ultérieurs. Ces éléments dosés permettent de calculer la teneur en ciment puis de calculer les différentes teneurs en portlandite, calcite de carbonatation et autres composés du béton total.

4.2. Seconde méthode : gammadensimétrie La gammadensimétrie consiste à mesurer la répartition de la teneur en dioxyde de carbone (CO2) dans une éprouvette de béton, en fonction de la hauteur, à partir des variations de masse volumique de cette éprouvette. La mesure est basée sur l’absorption d’un faisceau étroit de photons γ, émis par une source radioactive de césium 137. Certains photons traversent le matériau sans être ni absorbés ni diffusés. Cette absorption suit la loi d’absorption (1) appliquée au césium 137 en ne détectant que les photons incidents dont l’énergie de rayonnement est de 0,662 MeV. Elle est fonction de l’épaisseur traversée x, du coefficient d’absorption massique µ et de la densité ρ :


x)µ(NN 0 ρ−= exp (1) La carbonatation du béton entraîne une fixation du dioxyde de carbone CO2 sur la matrice cimentaire, et donc une augmentation de la densité. On montre dans [1-2] que la variation du coefficient d’absorption massique du béton lors de la carbonatation peut être négligée car le coefficient d’absorption massique du CO2 est peu différent de celui du béton. En supposant qu’aucun séchage ne se produit entre 2 auscultations du matériau béton, il est possible de quantifier, par différence, la quantité de CO2 ayant réagi pour carbonater le béton ou le mortier, à chaque hauteur d’auscultation. Chaque point de mesure (à chaque hauteur d’auscultation) correspond à la moyenne sur une tranche de béton de hauteur égale au diamètre du faisceau (6 mm pour le dispositif du dispositif de la division BCC du LCPC). Cette méthode quantifie la totalité du CO2 fixée et ne peut pas identifier la nature des produits de carbonatation. 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS Des illustrations des différents dispositifs sont présentées dans le recueil de méthodes d’essais des LPC N°58 [3].

5.1. Première méthode : ATG-AC Pour la préparation des échantillons de poudre : Réglet millimétré pour mesurer la hauteur du prélèvement Pied à coulisse de précision ± 0,05 mm Scie munie d'un disque diamanté à jante de diamètre 250 mm et d'épaisseur

1,8 mm, d'un dispositif de maintien de l'échantillon permettant son positionnement et son avancement contrôlés pendant le sciage

Pissette remplie d’alcool dénaturé pour refroidir la lame de scie 12 à 16 flacons étanches étiquetés (2 par hauteur de mesure) Broyeur à marteau en acier Mortier en agate de diamètre 60 mm Tamis de 315 µm Pour l'analyse thermique : Balance de précision à 0,0001 g près Creusets en platine Analyseur thermique (voir méthode 58.2 [3]) Pour l'analyse chimique élémentaire : Balance de précision à 0,0001 g près Acide nitrique dilué (HNO3 au 1/50ième) Verrerie de laboratoire Réactifs chimique de qualité Analyse Torche à plasma ICP/AES [4]


5.2. Seconde méthode : gammadensimétrie Balance de précision à 0,01 g près Pied à coulisse de précision ± 0,1 mm Banc de gammadensimétrie (voir méthode 58.11 [3]) 6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT Les essais sont réalisés sur des éprouvettes de diamètre suffisant pour être représentatifs du matériau et pour éviter les effets de bords éventuels. La hauteur des éprouvettes doit être largement supérieure à la profondeur de carbonatation déterminée par pulvérisation de phénolphtaléine [5] pour pouvoir tester une zone non carbonatée mais aussi elle doit être suffisamment grande pour que l’échantillon soit représentatif du matériau. Ainsi, pour le béton par exemple, des éprouvettes de 110 mm de diamètre et de 100 mm de hauteur sont recommandées. Ces éprouvettes peuvent être issues de carottes prélevées sur site. Elles sont emballées soigneusement et analysées le plus tôt possible après leur réception par le laboratoire afin d’éviter toute carbonatation supplémentaire entre le carottage et la détermination du profil de carbonatation par ATG-AC. Ces éprouvettes peuvent être fabriquées en laboratoire (ATG-AC et gamma). Il est tout d’abord recommandé de laisser les éprouvettes en cure suffisamment longtemps pour que les réactions d’hydratation et les réactions pouzzolaniques éventuelles puissent être considérées comme terminées. Ensuite, il est préconisé de protéger le pourtour des éprouvettes, par exemple avec de l’aluminium adhésif, afin d’assurer des échanges unidirectionnels avec le milieu ambiant pour le séchage et la carbonatation. En laboratoire, les éprouvettes peuvent subir une carbonatation en conditions naturelles ou accélérées selon divers modes opératoires [5-7].

6.1. Première méthode : ATG-AC La préparation des éprouvettes pour obtenir des échantillons à différentes profondeurs dans l'éprouvette de béton est réalisée en plusieurs étapes. Elles sont tout d’abord sciées pour obtenir des tranches à différentes profondeurs selon le processus décrit ci-dessous.

1. L'éprouvette de 110 mm de diamètre et de 100 mm de longueur est fendue en deux demi cylindres par compression diamétrale sur la presse (procédure de l’essai brésilien) ;

2. La profondeur de pénétration de la carbonatation dans le béton est visualisée par pulvérisation de phénolphtaléine sur les deux faces de rupture du cylindre et elle est mesurée selon la procédure recommandée par l’AFPC-AFREM [5] ;

3. L’opérateur décide de la répartition des 5 à 7 tranches de béton dans la zone carbonatée et légèrement au-delà de cette zone en vue du sciage dans l’un des demi-cylindres, perpendiculairement à l’axe. Une tranche supplémentaire sera prélevée vers le milieu du demi cylindre, éloignée de la zone carbonatée, pour mesurer les caractéristiques du matériau non carbonaté (tranche témoin). Il trace un plan de sciage à l’aide du réglet connaissant l’épaisseur du trait de coupe de la scie (≈ 2 mm pour une lame de 1,8 mm) ;


4. Les 6 à 8 tranches d'épaisseur comprise entre 2 et 5 mm sont découpées à différentes profondeurs dans une éprouvette cylindrique de béton ou de mortier. Le sciage est effectué sous alcool afin de refroidir la lame et d’éviter de dissoudre les composants du béton avec de l’eau ;

5. Pour chaque tranche, seul le matériau compris dans le demi cylindre virtuel d’environ 70 mm de diamètre situé au cœur du cylindre est sélectionné afin d’éviter les éventuels effets de bord. Cet échantillon est placé dans un flacon étanche étiqueté en notant la position du prélèvement (hauteur mini et hauteur maxi). L’opérateur contrôle l’épaisseur de la tranche découpée et du trait de coupe à l’aide du réglet et du pied à coulisse.

Pour chaque échantillon, juste avant de réaliser l’ATG, un broyage grossier est réalisé à l’aide du broyeur à marteau en acier, pour éliminer les plus gros grains de sable, puis il est complété par un broyage plus fin à l’aide du mortier en agate. La partie de l’échantillon ainsi sélectionnée est broyée jusqu’à son passage complet au travers du tamis de 315 µm, puis transférée sans perte dans un autre flacon en plastique muni d'un bouchon étanche et étiqueté. Une aliquote de 200 mg environ est prélevée pour réaliser l’essai ATG. Au moment de réaliser l’analyse chimique, l’opérateur prélèvera une aliquote de 1 g et gardera le reste de la poudre dans le flacon étanche pour une éventuelle vérification ultérieure.

6.2. Seconde méthode : gammadensimétrie Pour la méthode par gammadensimétrie, aucune préparation particulière n’est nécessaire. 7. MODE OPERATOIRE

7.1. Première méthode : ATG-AC 7.1.1. Analyse thermogravimétrique Tout appareil analytique nécessite des étalonnages et des procédures de corrections afin de donner des résultats fiables et corrects (méthode 58.2 [3]). Une prise d'essai de l'ordre de 200 ± 20 mg est placée dans un creuset en platine (calciné et taré) compatible avec l'analyseur thermique et pesée avec précision. Description de l’essai Selon la nature du liant entrant dans la composition du béton à analyser, l'essai se déroule soit sous atmosphère inerte (présence de laitier dans le liant) soit sous air. L'analyse thermique est conduite suivant le programme de température suivant :

départ de la température ambiante (proche de 25 °C), chauffage linéaire de la température ambiante jusqu'à 1150 °C avec une

vitesse de 10 °C/min avec les conditions suivantes : soit sous balayage d'azote (80 mL/min), soit sous balayage d'air (80 mL/min).

Remarque : Le débit du gaz de travail (azote ou air) doit rester constant tout au long de l'essai.


L’exploitation des courbes se fait suivant un protocole qui est fonction du logiciel de l'appareil. La courbe ATG (abscisses en température (°C) et ordonnées en mg ou en pourcentage de variation de masse) permet de déterminer les différentes pertes de masse (voir l’exemple des figures 1 et 2). 7.1.2. Analyse chimique élémentaire La mise en solution de l'échantillon se fait suivant le Mode Opératoire N°1 du recueil PCM [4]. Ce dernier est rappelé brièvement ci-dessous. Une prise d'essai de 1 g de matériau broyé à 315 µm, pesé à 0,1 mg près est placée dans un bécher de 400 mL puis

ajout de 100 mL d'eau distillée agitation pendant 2 min sur agitateur magnétique avec un barreau aimanté, ajout de 40 mL d'acide nitrique dilué (1 volume d'acide concentré pour 9

volumes d'eau distillée) et de 60 mL d'eau distillée, agitation pendant 30 min à température ambiante, filtration du contenu du bécher sur un filtre sans cendres et lavage du résidu

insoluble à l'eau distillée, recueil du filtrat dans une fiole jaugée et compléter à 1000 mL avec de l'eau

distillée. Le dosage des éléments majeurs, exprimés traditionnellement en oxydes : SiO2 (silice soluble), Al2O3, TiO2, Fe2O3, CaO, MgO, Na2O, K2O, MnO et SO3 se fait en utilisant un spectromètre d'émission atomique à plasma inductif par haute fréquence (ICP/AES) suivant le Mode Opératoire N°19 du recueil PCM [4].

7.2. Seconde méthode : gammadensimétrie Une auscultation de l’éprouvette à l’état de référence, généralement à l’instant t0, est réalisée de la manière suivante : L’éprouvette est sortie de ses conditions de conservation, salle d’essai, station extérieure, dessiccateur ou étuve. Elle est pesée. L’éprouvette est positionnée au centre du plateau tournant. L’opérateur programme la marche du robot et l’acquisition selon le mode opératoire ([8] et méthode n°58.11 [3]) en indiquant les hauteurs de mesures (profondeurs du profil) choisies et la durée d’auscultation. Cette durée d’auscultation est fonction du matériau, de l’épaisseur traversée et de la précision requise [3, 8]. Elle est de 600 s par hauteur de mesure pour une éprouvette de béton de 110 mm de diamètre, par exemple. Les comptages N0(t0) et N(t0,h) pour chaque hauteur de mesure sont enregistrés. L’éprouvette est remplacée dans ses conditions de conservation, salle d’essai, station extérieure, dessiccateur ou étuve. L’instant t0 peut correspondre à la fin du séchage et au début de la carbonatation. Une seconde auscultation de l’éprouvette à l’instant choisi t est réalisée de manière similaire :


L’éprouvette est sortie de ses conditions de carbonatation, salle d’essai, station extérieure ou enceinte de carbonatation accélérée. Elle est pesée. Les comptages N0(t) et N(t,h) pour chaque hauteur de mesure sont enregistrés en procédant comme à l’instant t0. L’éprouvette est remplacée dans ses conditions de carbonatation, salle d’essai, station extérieure ou enceinte de carbonatation accélérée. L’instant t peut correspondre aux diverses échéances de carbonatation, par exemple 7, 14 et 28 jours en conditions accélérée ou bien 1, 3, 6, 12, … mois en conditions « naturelles ». Les mesures enregistrées sont exploitées selon la procédure décrite dans le paragraphe suivant. Le coefficient d’absorption massique µ utilisé pour les calculs est celui déterminé à partir de la formulation du matériau µini [2]. Si l’opérateur a eu la possibilité d’ausculter l’éprouvette à l’état saturé et à la fin du séchage à l’instant t0, il peut calculer et utiliser le coefficient d’absorption massique µ0 [2], ce qui améliore la précision de la mesure, car la teneur en eau du matériau a une forte incidence sur ses propriétés d’absorption. Par contre, le coefficient d’absorption massique du CO2 étant proche de celui du béton, le recalcul du coefficient d’absorption massique au fur et à mesure de la progression de la carbonatation n’a pas d’incidence sur la précision de la mesure [9]. 8. CALCUL ET EXPRESSION DES RESULTATS

8.1. Première méthode : ATG-AC 8.1.1. Analyse thermogravimétrique La quantification de la teneur en portlandite et en différents carbonates est réalisée à partir de la courbe thermogravimétrique (ATG) dans une plage de température définie. Cette dernière est déterminée grâce à la courbe dérivée (DTG). En effet, la courbe DTG permet de mieux calculer les divers pertes ou gains de masse en précisant avec netteté les températures de début et de fin de réaction donnant naissance aux divers accidents enregistrés sur la courbe ATG. Dans le cas de l'étude de la carbonatation, la thermogravimétrie permet de déterminer (voir les figures 1 et 2) :

la teneur en eau provenant de la déshydratation de la portlandite, la teneur en gaz carbonique CO2 provenant de la décomposition :

de la dolomite, de la calcite des granulats, de la calcite provenant de la carbonatation du liant, des C-S-H carbonatés,

la perte au feu totale de l'échantillon de béton. Remarque : l’analyse thermogravimétrique, qui est une méthode dynamique, permet de différencier le carbonate de calcium provenant des granulats et celui provenant de la carbonatation de la pâte de ciment durcie [10], voire des carbonates des produits autres que la portlandite [11-13].


Figure 1. Exemple de courbes ATG et DTG du béton B35-EC (tranche 7, non carbonatée)

Figure 2. Exemple de courbes ATG et DTG du béton B35-EC (tranche 1, carbonatée)

Le tableau 1 montre un exemple de présentation des résultats. Les plages de décomposition des différents composés chimiques sont données de manière indicatives car elles dépendent de plusieurs facteurs et en particulier de leur teneur.


Tableau 1. Présentation des résultats d'essai d’analyse thermique Référence de l’étude Matériau Référence de l’éprouvette Date de l’essai (jj/mm/aa)

Résultats d’essai N° de la tranche 1 2 3 4 5 6

H mini (mm) H maxi (mm) Masse totale de poudre Masse (g) Eau basse température 20-430°C % % % % % % H2O de la portlandite Ca(OH)2 430-530°C % % % % % % CO2 de carbonates de calcium moins bien cristallisés 530-630°C % % % % % % CO2 de la calcite de carbonatation 630-760°C % % % % % % CO2 de la calcite des granulats calcaires 760-1000°C % % % % % % autres 1000-1150°C % % % % % % Total des éléments dosés 20-1150°C % % % % % %

8.1.2. Analyse chimique élémentaire Les résultats obtenus sont présentés sous forme d'un tableau reprenant les différents éléments dosés exprimés sous forme d'oxydes et en pourcentage massique (tableau 2). Tableau 2. Présentation des résultats d'essai d’analyse chimique

Référence de l’étude Matériau Référence de l’éprouvette Date de l’essai (jj/mm/aa) Résultats d’essai N° de la tranche 1 2 3 4 5 6 H mini – H maxi (mm) Silice soluble SiO2 LCPC n°M3 / ICP-AES % % % % % % Oxyde d'aluminium Al2O3 ICP-AES % % % % % % Oxyde de titane TiO2 ICP-AES % % % % % % Oxyde ferrique Fe2O3 ICP-AES % % % % % % Oxyde de calcium CaO ICP-AES/LCPC n° M4 % % % % % % Oxyde de magnésium MgO ICP-AES % % % % % % Oxyde de sodium Na2O ICP-AES % % % % % % Oxyde de potassium K2O ICP-AES % % % % % % Anhydride sulfurique SO3 ICP-AES % % % % % % Chlorures Cl Potentiométrie % % % % % % Soufre des sulfures S LCPC n°M8/ TEST % % % % % % Résidu insolubles RI LCPC n°M1 % % % % % % Perte au feu à 1000°C PAF ATG/ATD % % % % % % Oxyde de manganèse MnO ICP-AES % % % % % % Total des éléments dosés % % % % % %


Normalement, la teneur en ciment d'une matrice cimentaire est calculée à partie de la teneur en silice soluble. Mais, dans le cas des bétons très carbonatés, la silice soluble peut subir, par l'effet de la carbonatation, une transformation qui va la rendre partiellement insoluble lors de l'attaque par l'acide nitrique dilué. De ce fait, le dosage en ciment se trouvera sous évalué. Il faut donc prendre un autre oxyde directeur pour effectuer ce calcul. L'oxyde de calcium, élément majeur, pourrait servir de traceur. Cependant, son utilisation peut s'avérer compliquée car cet oxyde peut provenir également des fillers et granulats calcaires, solubles lors de l'attaque acide. En définitive, l'oxyde d'aluminium Al2O3 a été privilégié pour effectuer le calcul de la teneur en ciment suivant la formule (2) [12]. La quantité de ciment dans la poudre obtenue à partir des résultats de l'AC est donnée par la formule suivante :

32100

32100

100 100 OAlcimentdeg

OAlpoudredegciment

poudredeg QQ

Q = (2)

avec 32100

OAlcimentdegQ la quantité d’oxyde d’aluminium dans le ciment non hydraté.

8.1.3. Calcul des profils de carbonatation en utilisant les résultats d’ATG et d’analyse chimique Les résultats d'ATG permettent de calculer les différentes teneurs répertoriées dans le tableau 1 (notamment le CO2 des carbonates et l'eau de la portlandite résiduelle) par rapport au béton initial en utilisant la formule générique (3) qui exprime le pourcentage massique du composé mesuré :

cimentpoudredeg

cimentbétondeg

poudredegbétondeg QQ

mm100

100100100 ΔΔ = (3)

L’équation (4) permet d’exprimer la concentration du composé étudié

0100 22ρΔ ⋅⋅= CObétondegCO MmC (4)

Le tableau 3 présente un exemple de résultats.


Tableau 3. Présentation des résultats de profils de carbonatation par ATG-AC Référence de l’étude

Matériau Référence de l’éprouvette

Dimensions de l’éprouvette Date de l’essai (jj/mm/aa)

Résultats d’essai Hauteur h

(mm) Réf. ATG Eau BT H2O de

portlanditeCO2 carbonatation CO2

GranulatsPlage de T

(°C)

5 10 15 20

8.1.4. Incertitude des mesures par ATG-AC Un calcul d'incertitude sur une mesure par ATG a été conduit en prenant en compte les spécificités de la thermobalance du LCPC. L'erreur relative sur une perte de masse entre deux températures est donnée par la formule :

2

2

2

2 0060140yx

Erreur ,,% +=

avec : x = la masse de ma prise d'essai en mg y = la perte de masse calculée entre deux températures Le résultat sera donc du type y ± Erreur% (soit en mg soit en %).

Par exemple, pour une prise d'essai de 156 mg et une perte de masse comprise entre 19 et 46 mg, l'erreur relative est de ± 0.001 (mg ou %). Le calcul d'incertitude donnant une erreur relative très faible, l'incertitude à prendre en compte, en absence d'un écart-type expérimental sur les mesures, est d'après le constructeur une erreur relative de ± 1 %. Dans ce type d'analyse, l'erreur la plus importante provient de la représentativité de la prise d'essai par rapport au matériau initial (environ 200 mg pour l'ATG et 1 g pour l'AC). De plus, le choix obligé de prendre l'oxyde d'aluminium pour calculer la teneur en ciment dans les tranches carbonatées engendre une erreur non négligeable. En effet, la teneur en oxyde d'aluminium est relativement faible dans un ciment et une petite variation engendre une variation nettement plus importante au niveau de la teneur en ciment.


8.2. Seconde méthode : gammadensimétrie 8.2.1. Calcul du profil de carbonatation en utilisant les résultats de gammadensimétrie Après la détermination du coefficient d’absorption massique µ0 comme indiqué dans [2], on calcule la densité à chaque échéance et pour chaque hauteur de mesure selon l’équation (5) :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅

−=

)(),(ln

)(),(

tNthN

xhth

00

1μ

ρ (5)

Le profil de carbonatation peut être exprimé par deux paramètres différents, soit la

variation relative de densité ρρΔ qui exprime le pourcentage massique total de CO2

fixé par m3 de béton (équation (6)), soit la concentration CCO2 ou teneur totale en CO2 fixé (équation (7)) pour chaque hauteur de mesure :

( )( )00

00

ththth

h,

,),()(

ρρρ

ρρΔ −

= (6)

( )2

2

00

COCO M

ththhC

,),()(

ρρ −= (7)

Le tableau 4 fournit un exemple de présentation des résultats : Tableau 4. Exemple de présentation des résultats d'essai de gammadensimétrie Référence de l’étude Matériau Référence de l’éprouvette Dimensions de l’éprouvette Date de l’essai (jj/mm/aa) Résultats d’essai

Hauteur h (mm) µ0 (mm2/g) ρ0 (g/dm3) ρt (g/dm3) Cco2 (mol/dm3) 5

10 15 20

Remarque : Le coefficient d’absorption massique est de l’ordre de 7,76 mm2/g. 8.2.2. Incertitude des mesures par gammadensimétrie Une étude complète des incertitudes de mesures par gammadensimétrie a été menée dans [9] et a montré que les causes d’erreur prépondérantes sont : • la répétabilité de la mesure de densité, • le caractère aléatoire de l’émission de photons de la source radioactive de

césium, • la précision avec laquelle le coefficient d’absorption massique est connu.


Les incertitudes ont été évaluées pour un béton de type B35 sur le banc gamma du LCPC Paris, elles dépendent en effet de la composition et des caractéristiques du matériau, des caractéristiques de la source, des dimensions du banc de mesure et de l’environnement. Pour chaque hauteur de mesure, on obtient les incertitudes : • 2,3 kg/m3 pour la densité ρ(h,t) • 0,12% pour les variations relatives de densité • 0,07 mol/L pour la teneur totale en CO2 fixé CCO2 Remarques : Ces valeurs sont données pour chaque hauteur de mesure. Si on veut faire la moyenne sur plusieurs hauteurs de mesures, il faut tenir compte du caractère hétérogène du matériau béton dans le calcul des incertitudes (voir [9]). 9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai doit contenir les indications suivantes :

Les références de l’échantillon ; Les dimensions de l’échantillon ; L’histoire de l’échantillon (origine de la carbonatation) ; La méthode choisie ; Les résultats des essais sous forme de courbes et/ou de tableaux (voir les

figures 1 et 2 et tableaux 1, 2, 4) ; Le tableau récapitulatif permettant le tracé du profil de carbonatation (tableaux

3 et 4) et la courbe correspondante.


CARBONATATION ACCELEREE DES BETONS DURCIS

NOUVELLES PROCEDURES DE PRECONDITIONNEMENT ET D’ESSAI PROPOSEES PAR LES LPC

mises au point par : G. Villain (3), D. Cochet (2), G. Olivier (1), P. Berga (2) et J. Lett (3) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Groupe Ouvrages d’art – LREP – 319, avenue Georges Clémenceau, BP 505, 77015 Melun Cedex (2) Domaine Ouvrages d’art – LR de Bordeaux – CETE du sud-ouest - 24, rue Carton, BP 58, 33019 Bordeaux Cedex (3) Division Bétons et Composites Cimentaires - LCPC - 58, boulevard Lefèbvre, 75732 Paris Cedex 15 1. DOMAINE D’APPLICATION La résistance à la carbonatation du béton constitue un des facteurs les plus importants pour la durabilité en ce qui concerne la tenue dans le temps des ouvrages en béton armé. Lorsque la carbonatation du béton atteint les armatures, celles-ci ne sont plus protégées par passivation à pH élevé et la corrosion des armatures peut alors s’amorcer. L‘essai accéléré de carbonatation peut être utilisé pour apprécier le comportement d’un béton vis-à-vis de la pénétration du dioxyde de carbone, et plusieurs formulations de béton peuvent être comparées pour être mises en œuvre lors de la construction d’un ouvrage d’art ou d’un bâtiment. Ce mode opératoire est basé sur le mode opératoire recommandé par l’AFPC-AFREM [1]. Il propose de nouvelles procédures de préconditionnement et d’essai afin de permettre de mieux différencier les bétons et notamment ceux actuellement utilisés pour la construction d’ouvrage d’art (Rc28 ≥ 40 MPa) [2]. Il vise aussi à atteindre des conditions hygrométriques internes mieux maîtrisées afin de pouvoir mesurer des paramètres de suivi de la carbonatation (ou témoins de l’avancée de la carbonatation [3]) quantitatifs et représentatifs des différents matériaux testés. Le paramètre de suivi indiqué dans ce mode opératoire est la profondeur de carbonatation mesurée par pulvérisation d’un indicateur coloré de pH, comme pour le mode opératoire [1]. La procédure de carbonatation accélérée peut être appliquée et la progression de la carbonatation suivie par toute autre méthode de mesure adaptée.


Cet essai peut être appliqué à tout matériau à base de ciment (pâte de ciment, mortier ou béton), que les éprouvettes aient été coulées en laboratoire, ou qu’elles aient été carottées dans des ouvrages. 2. REFERENCES [1] AFPC-AFREM, Essai de carbonatation accélérée – Mesure de l’épaisseur de béton carbonaté,

Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité, Compte-rendu des Journées Techniques AFPC-AFREM “Durabilité des bétons”, 11 et 12 décembre 1997, Toulouse, pp. 153-158.

[2] Villain G., Platret G., Thiery M., Massieu E. et Roussel P., Profils de carbonatation dans les bétons - Analyse thermogravimétrique couplée à l'analyse chimique et gammadensimétrie, dans cet ouvrage (Partie 2).


[4] Verbeck G. (1958) Carbonation of hydrated Portland cement , PCA bulletin Chicago N°87 [5] Parrott L.J., A review of carbonatation of concrete, (Cement and Concrete Association, 1987)

42p. [6] Chaussadent T., Etat des lieux et réflexions sur la carbonatation du béton armé, Etudes et

Recherches des LPC, série Ouvrages d’Art OA29, Edité par LCPC Paris, septembre 1999, 80 p. [7] Villain G., Cochet D., Olivier G., Thiery M., Vers un mode opératoire performant et discriminant de

carbonatation accélérée des bétons pour ouvrages d'art, Bull. Ponts & Chaussées, n° 267, 2007, pp 63-78.

[8] Baroghel-Bouny V., Chaussadent T., Croquette G., Divet L., Gawséwitch J., Godin J., Henry D., Platret G. et Villain G., Caractéristiques microstructurales et propriétés relatives à la durabilité des bétons - Méthodes de mesures et d'essais de laboratoire, dans Méthodes d'essai n° 58 Techniques et Méthodes des Laboratoires des Ponts et Chaussées, LCPC Paris, Février 2002, 87 p.

[9] NF EN ISO 12571 (octobre 2000) – Performance hygrothermique des matériaux et produits pour le bâtiment - Détermination des propriétés de sorption hygroscopique, 22 p.


[11] Thiery M., Dangla P., Villain G., Platret G., Massieu E., Druon, M., Baroghel-Bouny, V., Modélisation de la carbonatation atmosphérique des matériaux cimentaires, Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées, N°252-253, Sept.-Déc. 2004, pp.153-187.

3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES Carbonatation : désigne la pénétration du dioxyde de carbone (CO2) dans les pores du béton et les réactions chimiques avec les hydrates du ciment (notamment la portlandite, ou chaux ou hydroxyde de calcium) qui conduisent à la formation de carbonates (notamment de carbonates de calcium). Phénolphtaléïne : indicateur ou réactif coloré de pH virant du rose vif (milieu fortement basique) vers l’incolore pour un pH environ égal à 9 (8 ≤ pH ≤ 10). La zone carbonatée est donc incolore et la zone non carbonatée rose vif. Thymolphtaléïne : indicateur ou réactif coloré de pH virant du bleu violet (milieu fortement basique) vers l’incolore pour un pH environ égal à 10 (9,5 ≤ pH ≤ 10,5). La zone carbonatée est donc incolore et la zone non carbonatée bleu violet.


Pc (mm) profondeur carbonatée de l’échantillon mesurée à l’aide d’un indicateur coloré de pH

e (m) épaisseur de l’échantillon Dmax (mm) diamètre du plus gros granulat t0 date début de la carbonatation accélérée 4. PRINCIPE DE L’ESSAI Le principe de l’essai accéléré de carbonatation consiste à soumettre des échantillons de béton à une forte teneur en dioxyde de carbone (50% de CO2) et à une humidité relative HR d’environ 65% [1]. En effet, de très nombreuses études ont montré qu’un échantillon en équilibre avec une humidité relative comprise entre 50 et 70% présentait un développement optimal de la carbonatation [4-6]. A différentes échéances, la profondeur de carbonatation Pc est mesurée pour apprécier l’avancement de la carbonatation. Les échantillons de béton sont fendus afin d’obtenir des surfaces fraîches. Un indicateur coloré (le plus fréquemment de la phénolphtaléïne) est pulvérisé sur la surface pour visualiser le changement de pH et mesurer la profondeur de carbonatation Pc [1]. Le séchage préalable des échantillons est donc primordial. Les échantillons sont conditionnés dans une étuve contrôlée en température et en humidité de sorte que leur humidité relative interne tende vers 65% et soit le plus homogène possible dans l’échantillon de béton [7]. La température permet d’accélérer le processus de séchage qui est particulièrement long dans les bétons. 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS Pour la préparation des échantillons et le préconditionnement : Une scie diamantée pour béton Un rouleau d’aluminium adhésif pour étancher le pourtour des échantillons Une enceinte thermohygrométrique pouvant être programmée tant en

température qu’en hygrométrie (Etuve réglable à T=60 ± 5°C, HR=65 ± 5%) Station de carbonatation (voir méthode 58.13 [8] et figure 1) : Une bouteille contenant un mélange gazeux : 50 % CO2 / 50 % Air soit

(20%O2 + 80%N2) Un manomètre-détendeur réglable 200/0,1 bar branché sur la bouteille de gaz Une enceinte étanche de carbonatation d’un volume suffisant pour contenir

les éprouvettes à tester, équipée de : o une entrée et une sortie pour renouveler le mélange gazeux, o un ventilateur pour homogénéiser la teneur en CO2 et HR dans l’enceinte, o une sonde thermohygrométrique pour contrôler T et HR ;

Des flacons d’éthylène glycol qui permettent de piéger l’eau contenue dans le bouteille de gaz et de visualiser le débit du mélange gazeux ;

Un bac destiné à contenir la solution saline saturée de nitrate d’ammonium ; Un analyseur de CO2 afin de contrôler la teneur en CO2 à la sortie de

l’enceinte de carbonatation.


Autres matériels : Une balance de précision à 0,01 g pour suivre la masse des éprouvettes ; Un pied à coulisse de précision à 0,1 mm pour mesurer la profondeur de

carbonatation Pc ; Deux flacons pulvérisateurs pour contenir et projeter les indicateurs colorés.

Produits chimiques : Nitrate d’ammonium (NH4NO3) destiné à fabriquer la solution saline saturée

afin de réguler le taux d’humidité à 65 % à l’intérieur de l’enceinte de carbonatation. Si l’étude devait être réalisée dans d’autres conditions thermohygrométriques, on pourrait se reporter à la norme [9] pour choisir la solution saline adaptée.

Solution de phénolphtaléïne dosée à 1/100 dans l’alcool purifié (éthanol 95°) [1]

Solution de thymolphtaléïne dosée à 1/100 dans l’alcool purifié (éthanol 95°).

Figure 1. Schéma d’une station de carbonatation accélérée

6. EPROUVETTES D’ESSAI ET CONDITIONNEMENT

6.1. Eprouvettes Les dimensions des échantillons sont variables et fonction des prélèvements ou des fabrications. Elles sont souvent fonction du volume des installations et du nombre d’échantillons nécessaires.


Il est toutefois recommandé de travailler sur des éprouvettes cylindriques afin de faciliter le collage de l’aluminium adhésif (voir plus loin) et de pouvoir réaliser un fendage par l’essai brésilien à l’aide d’une presse, notamment pour les bétons de résistance élevée [2]. Pour que les éprouvettes soient représentatives du matériau, leur diamètre doit être au moins égal à 3 fois le diamètre du plus gros granulat (Dmax). Par exemple, les essais pourront être réalisés sur des échantillons de 110 mm de diamètre. Ces échantillons peuvent être issus d’éprouvettes fabriquées en laboratoire ou de carottes prélevées sur site. Dans le cas d’éprouvettes (φ11x22) de laboratoire, l’essai doit être réalisé après une maturation suffisante. Une cure sous eau à 20°C d’une durée minimale de 28 jours peut être retenue. Si les bétons contiennent des additions minérales pouzzolaniques, une cure d’une durée minimale de 90 jours est préférable [3]. Le sciage est effectué sous eau pour obtenir des tranches de béton d’épaisseur 7 à 10 cm environ (e > 3 x Dmax). Les éprouvettes sont pesées pour obtenir la masse initiale des éprouvettes. Le nombre d’échantillons correspond au nombre d’échéances (y compris l’échéance à t0, début de la carbonatation accélérée) multiplié par le nombre de répétitions souhaitées pour mesurer la profondeur de carbonatation par pulvérisation d’indicateur coloré, car cet essai est destructif. En fait cela dépend de la qualité du matériau et de son homogénéité, plus le matériau est dégradé, fissuré, mal mis en œuvre, plus un nombre important de répétitions sera nécessaire. L’AFPC-AFREM recommande 3 répétitions quel que soit le béton [1]. En fonction des besoins de l’étude, les éprouvettes pourront éventuellement être saturées en eau selon le mode opératoire recommandé par l’AFPC-AFREM [10]. Les éprouvettes sont pesées après la saturation pour obtenir la masse saturée. Pour mesurer plus facilement et plus précisément la profondeur de carbonatation dans le béton, il convient de ne laisser qu’une seule des faces de l’éprouvette en contact avec le milieu extérieur (HR et dioxyde de carbone). Le pourtour et une face plane pourront être étanchées par une application soignée de feuilles d’aluminium adhésif. Plusieurs couches superposées peuvent se révéler nécessaires. Ainsi, on assure des échanges unidirectionnels avec le milieu extérieur et on réduit les effets de bords [2,7] (voir figure 2). Les éprouvettes sont pesées avant et après l’emballage, pour connaître la masse des éprouvettes avant le préconditionnement et la masse d’aluminium qui a été collé.


Figure 2. Photo d’une éprouvette cylindrique partiellement carbonatée (28 j) et pulvérisée par de la

phénolphtaléine et de la thymolphtaléine (béton B35)

6.2. Préconditionnement Afin d’atteindre des conditions optimales de pénétration du CO2 dans le matériau poreux, c’est-à-dire une humidité relative interne proche de 65% et répartie de manière homogène dans l’éprouvette, un séchage des éprouvettes est nécessaire. Un préconditionnement selon le schéma de la figure 3 est préconisé. Il consiste en un séchage de 28 jours à T=60±5°C avec une montée et une descente en température progressives et à HR=65%±5% constante imposée. Il est conseillé de suivre la masse des échantillons par pesée (par exemple 1 fois par semaine). Une température de palier égale à 60°C a été choisie. En effet, une température plus élevée accélère le séchage mais doit rester inférieure à 70°C afin de ne pas modifier la structure interne des échantillons, i.e. d’éviter de déshydrater certains hydrates. Afin d’éviter les chocs thermiques qui pourraient endommager les éprouvettes par fissuration, la température de l’étuve monte progressivement de 20 à 60°C et redescend progressivement en fin de cycle pour revenir à 20°C. Une étude comparative de différents préconditionnements [7] a montré que la régulation de HR était indispensable et que ce mode de préconditionnement permettait effectivement d’obtenir un taux de saturation assez homogène dans les éprouvettes de béton de résistance à la compression de 20 à 55 MPa, contrairement aux autres préconditionnements testés. Afin de sécher de manière homogène et de carbonater correctement des bétons de plus hautes performances (par exemple de RC28 > 60 MPa ou de porosité < 10%), il peut s’avérer nécessaire de prolonger le palier à T=60±5°C. Pour cela il convient de peser les éprouvettes jusqu’à stabilisation de leur masse lors du préconditionnement. Un critère de choix de la durée du préconditionnement pourrait être la stabilisation de la masse des échantillons au cours de leur séjour dans l’étuve de préconditionnement, en veillant à ce que les échantillons soient tous, avant le préconditionnement, dans un état hydrique semblable (saturé par exemple).


20°C 20°C

60°C HR = 65%

0 1 2 3 4 semaines

Pente 1°C/h maxisoit 2 jours environ

Retour lent à 20°Cen 5 jours environ

Palier à 60°Cde 3 semaines

Figure 3. Schéma du cycle de séchage en étuve programmable en T et HR

7. MODE OPERATOIRE

7.1. Introduction des éprouvettes dans l’enceinte Après le préconditionnement, à l’instant t0 de début de la carbonatation accélérée, les échantillons sont pesés pour obtenir la masse à t0. Puis ils sont placés à l’intérieur de l’enceinte de carbonatation en évitant qu’ils ne se touchent [1]. L’humidité relative de l’enceinte est régulée par la présence de la solution saturée de nitrate d’ammonium dans un (voire deux) bac placé au fond de l’enceinte. Il convient d’éviter tout contact entre les échantillons de béton et le nitrate d’ammonium. L’enceinte est fermée hermétiquement. Le petit ventilateur est mis en fonctionnement. La bouteille de gaz est ouverte de façon à obtenir un débit important (visualisé par la quantité de bulles passant dans les flacons laveurs à l’entrée et à la sortie de l’enceinte). Le but est d’atteindre le plus vite possible, en 1 journée, une teneur en CO2 dans l’enceinte proche de 50% (≈ 45 ± 5%). Un contrôle de la teneur en CO2 quelques heures après la mise en route est souhaitable afin d’ajuster le débit, de l’augmenter si nécessaire. Quand la teneur en CO2 atteindra la valeur souhaitée, le débit pourra être réduit de manière à maintenir la teneur en CO2 constante. Cette alimentation en continu, visualisée par les bulles dans un flacon laveur, permet de compenser le gaz consommé pour carbonater les matériaux ainsi que la perte de gaz due aux fuites par les joints de l‘enceinte.

7.2. Suivi des conditions d’essai Tout au long de l’essai de carbonatation accélérée, la température T, l’humidité relative HR et la teneur en CO2 de l’enceinte sont enregistrées régulièrement. Il est préconisé de réaliser ces relevés au moins une fois par jour pendant les 14 premiers jours car la fixation du CO2 par le matériau rend difficile le maintien d’une teneur élevée en CO2 dans l’enceinte, en particulier quand les échantillons sont nombreux.


7.3. Echéances de mesures, prélèvement des échantillons Les échéances de mesures sont généralement 7, 14 et 28 jours [1] mais il est intéressant de prolonger l’essai jusqu’à 56 ou 90 jours pour les bétons peu poreux [2], ou bien d’ajouter une échéance à court terme, 3 jours, pour étudier les aspects cinétiques [11]. A chaque échéance de mesure : La bouteille est fermée. Les conditions d’essai T, HR et la teneur en CO2 de l’enceinte sont

enregistrées. L’enceinte est ouverte le temps nécessaire pour sortir les échantillons. Tous les échantillons sont pesés. Le nombre choisi d’échantillons destinés à mesurer la profondeur de

carbonatation par pulvérisation d’indicateur coloré, est prélevé. Les échantillons restant sont replacés dans l’enceinte. Les conditions d’essai T, HR et la teneur en CO2 de l’enceinte sont

enregistrées. La bouteille de gaz est ouverte de façon à obtenir un débit important jusqu’à

retrouver la teneur souhaitée (voir § 7.1).

7.4. Mesure de la profondeur de carbonatation par indicateurs colorés A chaque échéance de mesure, les échantillons prélevés sont fendus en 2 parties, par exemple par un essai de fendage brésilien. Dans un carton, pour se protéger des projections, la phénolphtaléine est projetée sur une face fendue, la thymolphtaléine sur l’autre. En effet, selon la formulation des matériaux cimentaires, soit un indicateur soit l’autre met en évidence plus clairement la zone carbonaté [2]. Les faces ne sont pas humidifiées au préalable. Après quelques minutes, pour chaque face, la profondeur de carbonatation est mesurée selon le mode opératoire AFPC-AFREM [1] : « Les mesures correspondent aux distances (en mm) entre la surface externe du béton et le front de coloration. Elles sont effectuées sur le front de coloration en dehors des zones suivantes : - dans les coins - lorsque le front de coloration passe par une interface granulat-matrice (ne sont concernés que les granulats de diamètre D > 3 mm). Cinq distances sont déterminées. Les valeurs sont la distance la plus faible, la distance la plus importante, la moyenne relative aux trois distances intermédiaires. » La profondeur de carbonatation indiquée pour une échéance donnée est la moyenne des 3 valeurs intermédiaires arrondies au mm (voir figure 4). Une photo des surfaces fendues et colorées des différents échantillons peut être prise pour garder un moyen de contrôle de la mesure. Remarques :


• Il est souhaitable d’espacer le plus régulièrement possible les 5 distances déterminées, par exemple à au moins 1 cm d’intervalle.

• L’avantage de l’aluminium adhésif est qu’il réduit les effets de bord mais il est préférable d’éviter les coins.

Figure 4. Schéma de la mesure de la profondeur de carbonatation

8. CALCUL ET EXPRESSION DES RESULTATS Les résultats sont exprimés sous forme de tableaux ou de courbes d’évolution des différents paramètres de contrôle et de suivi de la carbonatation en fonction du temps (voir figure 5 et tableau 1). En ce qui concerne l’incertitude de mesure, des essais croisés ont été réalisés par 3 laboratoires sur 2 bétons de type M35 et M50. La dispersion observée sur les mesures de profondeur de carbonatation est de l’ordre de 1,5 mm [2]. L’indication des valeurs mini et maxi de mesures de la profondeur de carbonatation permet aussi de caractériser le matériau. 9. RAPPORT D’ESSAI Le rapport d’essai comprendra les mesures quotidiennes de : la température T, l’humidité relative HR de l’enceinte, la teneur en CO2 de l’enceinte (voir figure 5),

et pour chaque échantillon (voir tableau 1) : la masse (masse initiale, saturée, sans et avec alu, à différentes échéances

du préconditionnement, à t0, à différentes échéances de carbonatation) l’échéance de fendage et de mesure de la profondeur de carbonatation les 5 valeurs mesurées pour obtenir la profondeur de carbonatation (moyenne

des 3 valeurs intermédiaires) par pulvérisation de phénolphtaléine


les 5 valeurs mesurées pour obtenir la profondeur de carbonatation (moyenne des 3 valeurs intermédiaires) par pulvérisation de thymolphtaléine

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 7 14 21 28

Temps (j)

HR

et t

eneu

r en

CO 2 (

%)

18

19

20

21

22

23

24

25

26Tem

pérature T (°C)

HR (%)CO2 (%)T (°C)

Figure 5. Suivi des conditions de carbonatation

Tableau 1. Exemple de présentation des résultats d'essai Référence de l’étude Matériau Date de l’essai (jj/mm/aa) Conditions d'essais Résultats d’essai Référence de l’éprouvette Dimensions de l’éprouvette Masse initiale (g) Masse saturée (g) Masse avant alu (g) Masse après alu (g) Masse à t0 (g) Masse à 7 j (g) Masse à 14 j (g) Masse à 28 j (g) Masse à 56 j (g) Date de fendage Incicateur coloré de pH Phénol Thymol Phénol Thymol Phénol Thymol Phénol ThymolPc (mm) 1 Pc (mm) 2 Pc (mm) 3 Pc (mm) 4 Pc (mm) 5 Pc (mm) valeur mini Pc (mm) valeur maxi Pc (mm) moyenne


Méthode in situ



APPAREIL BT-CRIS - MESURE DE LA "PERMEABILITE" DE SURFACE DES BETONS DURCIS

NOUVELLE PROCEDURE D'ESSAI SIMPLIFIEE

mise au point par : J. Aubry et B. Boulet (1), G. Olivier et Ch. Mierzejewski (2), G. Kittel (3) Unités du réseau technique possédant le dispositif à la date de rédaction : (1) Laboratoire Régional de Clermont-Ferrand, 8-10 rue Bernard-Palissy, ZI du Brézet, 63017 Clermont-Ferrand cedex 2 (2) Laboratoire Régional de Melun, 319 avenue Georges Clémenceau, Vaux-le-penil, BP 505, 77015 Melun Cedex (3) Laboratoire régional de Lille, 42 bis rue Marais-sequedin, BP 99, 59482 Haubourdin Cedex

1. DOMAINE D’APPLICATION La mesure peut être effectuée sur toute surface de béton respectant les conditions suivantes :

Qualité de la surface du béton La cellule ne doit pas être disposée au droit de fissures, de joints, de zones présentant des bullages ou des aspérités de surface trop prononcées (difficulté pour faire le vide, et risque de fuites). Il est important de travailler sur un support propre (exempt de salissures, végétaux, peinture écaillée, etc.) et sec. Si nécessaire prévoir un nettoyage préalable de la zone à tester. De plus, en cas de brossage, prévoir l’élimination des poussières.

Forme et dimensions de la pièce La zone à tester doit être plane et être de dimensions suffisantes pour positionner l’appareillage (dimensions minimales : 700 x 700 mm). La zone de mesure doit être repérée et reportée dans les dossiers de l’ouvrage.

Nombre de mesures Le nombre de points de mesure devra être adapté à la représentativité de la surface de béton à tester, afin de permettre une bonne représentativité des mesures. On pourra réaliser par exemple deux points de mesure par zone considérée homogène et représentative, un troisième point de mesure pourra s’avérer utile en cas de résultats conduisant à l’affectation du béton dans deux classes de perméabilité différentes. 2. REFERENCE


[1] Chassaing P., Rosala P., Gemin A., Notice Technique de l’appareil BT-CRIS du Centre d’Etudes

et de Construction de Prototypes d’Angers, 795 BTCRIS, Version 1.1 du 21 juin 2006. 3. TERMES, DEFINITIONS, SYMBOLES ET UNITES L’essai est basé sur des mesures de temps (exprimés en secondes) : Te : temps nécessaire pour égaliser la différence de pression entre la cloche et la pression atmosphérique (sur support béton dans son état d’humidité) ; Ti : temps nécessaire pour égaliser la différence de pression entre la cloche et la pression atmosphérique (sur support béton après i minutes de séchage). Les pressions sont exprimées en millibars. 4. PRINCIPE DE L’ESSAI Le principe de l’essai consiste à faire le vide dans une cloche plaquée sur un parement en béton, et à évaluer le temps nécessaire pour que la pression à l’intérieur de la cloche tende à s’équilibrer avec la pression atmosphérique régnant à l’extérieur de cette cloche. Cet équilibre ne pouvant se faire qu’à travers les pores de la peau du béton, plus la constante de temps Ti sera faible et plus le béton sera considéré comme perméable à l’air. La mesure de Ti permettant de caractériser la « perméabilité à l’air » de la peau du béton doit être réalisée sur le parement le plus sec possible. On cherchera donc, par des phases de séchage successives, à ramener le béton de peau à un état sec, qui peut être considéré comme l’état de référence. En effet, lorsque le béton est humide, l’eau qui remplit les pores conduit à une perméabilité apparente du béton plus faible que celle du béton sec. 5. APPAREILLAGE ET REACTIFS Le matériel nécessaire à la mesure est décrit dans la référence [1] fournie avec l’appareil. 6. MODE OPERATOIRE

6.1 Vérifications avant branchements 5.1.1. Compresseur d’air – Vérifier que la vis de purge est fermée (située en bas du réservoir d’air comprimé). – Vérifier le niveau d’huile du compresseur. 5.5.2. Pompes à vide – Vérifier le niveau d’huile dans chaque pompe. Le niveau est visible à travers un petit hublot situé sous la plaque signalétique.

6.2 Branchements


Les branchements sont décrits au chapitre 3.3 de la référence [1]. De plus, il est impératif d’utiliser toujours la même chaîne de mesure (capteur de pression, câble, conditionneur) raccordée sur la voie avec laquelle elle a été étalonnée.

6.3 Mise en route et fonctionnement du logiciel – Mettre en route l’ordinateur. – Exécuter l’application BT-CRIS. – Créer un nouveau dossier d’ouvrage (voir chapitre 4.2 de la référence [1]). – Mettre en marche le compresseur et les deux pompes à vide (voir chapitre 2 de la

référence [1]).

NOTA : Tous les menus, fonctions et sécurités du logiciel BT-CRIS sont décrits dans le chapitre 4 de la référence [1].

6.4 Paramétrage des essais Voir le chapitre 4.3 de la référence [1] pour la description de la marche à suivre afin de modifier ou visualiser les paramètres d’essais. Les paramètres à programmer par défaut sont les suivants : Mise en dépression : Dépression à atteindre : 920 mb On pourra être amené à réduire cette valeur, par exemple pour des bétons très poreux ou pour des mesures en altitude ( > 1000 m). Attention dans ce cas, certains autres paramètres devront être redéfinis : dépression en début d’échantillonnage et dépression en fin d’échantillonnage, en gardant un écart d’au moins 300 mb entre ces deux valeurs. Temps alloué (durée maximale pour atteindre cette dépression) : 120 s Remontée en pression : Dépression de début (d’échantillonnage) : 900 mb Temps alloué (durée maximale pour atteindre la dépression de début d’échantillonnage) : 300 s Dépression de fin (d’échantillonnage) : 600 mb Echantillonnage tous les (écart de pression entre deux échantillons) :5 mb Défaut si dp/dt >: 200 mb/s

(écart de pression généré par un défaut de perméabilité) Analyse : Coefficient de corrélation minimal : 500 0/00 Seuils de perméabilité


entre perméabilité forte et moyenne : 400 s entre perméabilité moyenne et faible : 2500 s entre perméabilité faible et très faible : 5000 s

Essai :

Temps alloué à la mesure de Te (s) : 900 s Temps de séchage pour Ti (s) : 900 s (le temps de séchage, identique pour toutes les phases successives de séchage est paramétrable) Temps alloué à la mesure de Ti(s) : 900 s

6.5 Test d’étanchéité des cellules Avant toute nouvelle intervention, il est utile de réaliser un test d’étanchéité pour chaque cellule :

– Placer la cellule à tester sur la plaque d’essai d’étanchéité. – Vérifier les paramètres du test d’étanchéité en cliquant sur le menu

Paramètre puis paramètres par défaut puis étanchéité. Les paramètres par défaut doivent être les suivants : Dépression minimale à atteindre : 920 mb Temps alloué (durée maximale pour atteindre cette dépression) :120 s Temps de stabilisation de la dépression : 30 s Temps de surveillance de la stabilité : 60 s Perte de pression autorisée au cours du temps de surveillance 5 mb

– Cliquer sur le menu essai puis étanchéité des cellules et enfin sur le bouton tester de la cellule concernée.

– Attendre la fin du test. Si le message « cellule testée avec succès » apparaît, cliquer sur fin de test.

– Réaliser la même opération pour chaque cellule supplémentaire.

6.6 Déroulement des essais

– Placer la (ou les) cellule(s) sur le parement en béton. TRES IMPORTANT – s’assurer de la bonne fixation des cellules (ventouses) et prévoir un

dispositif de retenue en cas de décrochement accidentel des cellules. – Cliquer sur le menu essai puis sur nouveau. – Renseigner les champs demandés et cliquer sur ok.

La première mesure, Te, est réalisée sur le parement dans son état d’humidité naturel. Les mesures suivantes, Ti, sont réalisées après chaque phase successive de séchage de 15 minutes. Elles amènent aux résultats T15, T30…etc.

o Si Te ou Ti < 400 secondes, l’essai est arrêté et le béton est classé en perméabilité forte. En effet, dans ce cas, il ne sert à rien de rechercher l’état sec, car le temps d’équilibre à la pression atmosphérique sera


alors forcément plus court, ce qui classerait également le béton en perméabilité forte.

o Si Ti > 400 secondes : Si le rapport |(Ti-15 – Ti) / Ti-15 |< 10 %, l’essai est arrêté et la

valeur de Ti est alors prise comme référence pour déterminer la classe de perméabilité du parement.

Si le rapport (Ti-15 – Ti) / Ti-15 > 10 %, la valeur de Ti est notée et une nouvelle phase de séchage de 15 minutes est lancée.

Ti < 400 s (Ti-15-Ti)/Ti-15 < 10% 7. CALCULS ET EXPRESSION DES RESULTATS La valeur de Ti, obtenue sur parement sec, est prise directement pour affecter le béton dans une classe de perméabilité de surface : Ti (s) classe de « perméabilité de

surface » de la peau du béton1 – 400 Forte 401 – 2500 Moyenne 2501 – 4999 Faible > 5000 Très faible 8. RAPPORT D’ESSAIS Le compte-rendu des mesures est édité par le logiciel BT-CRIS. Certaines options d’impression sont laissées au libre choix de l’utilisateur (Voir paragraphe 4.1.3.15 de la référence [1]). C’est le cas pour les paramètres de l’essai, les conditions du test d’étanchéité, les mesures pour chaque Ti, les anomalies intervenues lors de l’essai.

non

oui

Perméabilité Forte

oui

Ti Classement

non


Durabilité du béton armé et de ses constituants - Annexe 277

Annexe

Liste des rapports de recherche produits dans le cadre de l'Opération de Recherche



1. RAPPORTS DE RECHERCHE ISSUS DU LCPC ET DES LRPC

Date Auteurs Type de rapport Intitulé Origine Nb pages

Fév. 2001

D. HENRY Rapport de synthèse n° 1 (contrat LCPC/ATILH) (Partie I : définitive) (Partie II : provisoire)

Comportement du béton soumis au gel en présence de sels Partie I : Comportement au gel des BHP avec ou sans sels – Bilan des résultats du PN BHP 2000 Partie II : Comportement à l'écaillage d'une série de bétons – Caractérisation de la microstructure et étude de la diffusion des ions chlorure

LCPC 42

Avril 2001 G. VILLAIN P. ROUSSEL

Rapport d'expériences n° 1

Séchage et carbonatation des bétons LCPC 8

Juin 2001 A. BOUGHERARA Mémoire de stage de DEA MAISE (ENS Cachan / Univ. Marne-la-Vallée)

Modélisation de la diffusion des ions chlorure dans le béton

LCPC 40

Sept. 2001 G. OLIVIER Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Site de vieillissement de Melun (77) Point n° 4 – Suivi de fissuration

LREP

Sept. 2001 G. OLIVIER Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Suivi des sites de vieillissement (Point n° 4) – Caractéristiques météorologiques du site de Melun – Vues des corps d'épreuve

LREP 18

Sept. 2001

D. HENRY Rapport de synthèse n° 2 (contrat LCPC/ATILH) Rapport final (définitif)

Comportement du béton soumis au gel en présence de sels de deverglaçage Partie I : Rapport bibliographique Partie II : Etude expérimentale "Comportement à l'écaillage d'une gamme de bétons"

LCPC 141

Oct. 2001 S. CARE Compte-rendu de travail

Fissuration et transfert dans les bétons

LCPC 18

Oct. 2001 P. ROUGEAU J.P. BOURNAZEL H. HORNAIN V. BAROGHEL-BOUNY H. LAMOTTE

Rapport - Projet National BHP 2000

Comportement des BHP vis-à-vis du gel avec et sans gels de déverglacage

CERIB LERM LCPC CEA

75

Oct. 2001 G. OLIVIER, G. GRIMALDI, C. MIERZJEWSKII

Rapport - Projet National BHP 2000 Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude exp. sur Ouvrages Anciens

Pont de l'Ile de Ré. Caractérisation sur site du béton armé. Résultats des mesures effectuées en juillet 2001

LREP 29

Nov. 2001 G. PLATRET E. MASSIEU

Compte rendu de travail (interne) - Projet National BHP 2000

Carbonatation de différents bétons. Résultats des essais par analyse thermique

LCPC 29

Nov. 2001 S. ARNAUD Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement (Provisoire)

Site de vieillissement de Maurienne. Implantation des blocs sur le site. Photographies des corps d'épreuve après 4 hivers (de 1992 à 2001). Conditions climatiques.

LRPC Lyon


Déc. 2001 K. OUNOUGHI Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Suivi météorologique du site de la Rochelle et rapport photographique

LRPC Bordeaux

Janv. 2002 S. ARNAUD Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Durabilité des bétons vis à vis du gel en présence ou non de sels de déverglaçage Site de Maurienne Synthèse des constatations sur site à fin 2001 – Conditions climatiques – Dégradations visuelles

LRPC Lyon

73

Janv. 2002 S. ARNAUD Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Relevés des fissurations Sites de Melun, La Rochelle et Maurienne

LRPC Lyon

Mars 2002 J. GODIN Rapport de recherche Mesure des coefficients de perméabilité et de diffusion à la vapeur d’eau sur deux bétons

LRPC Angers

30

Mai 2002 K. OUNOUGHI Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Synthèse des mesures de profondeur de carbonatation et de pénétration des chlorures (points 1, 2 et 4) (3 sites)

LRPC Bordeaux

Mai 2002 K. OUNOUGHI Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

Synthèse des mesures de potentiels d'électrode du Point 0 au Point 3 (3 sites)

LRPC Bordeaux

Mai 2002 G. OLIVIER Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement

1- Mesures de perméabilité à l'eau 2- Mesures de résistivité du béton

LREP

Juin 2002 V. BAROGHEL-BOUNY J. GAWSEWITCH P. BELIN T. CHAUSSADENT G. PLATRET

Rapport - Projet National BHP 2000 Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude exp. sur Ouvrages Anciens

Etude expérimentale sur le pont de l’Ile de Ré – Caractérisation du béton du tablier à 14 ans

LCPC 55

Juillet 2002 D. LE VIET Rapport de stage de DEA

Déformation bidimensionnelle d’éprouvettes cylindriques de mortier : comparaison de résultats expérimentaux et de modélisations

LCPC 27

Nov. 2002 D. LE VIET Complément de rapport de stage de DEA

Déformation bidimensionnelle d’éprouvettes cylindriques de mortier normal et de mortier fluide

LCPC 16

Janv. 2003 B. BISSONNETTE M. MORENCY

Rapport - Projet National BHP 2000 – Thème 1 : Durabilité - Sous-thème : Etude expérimentale sur sites de vieillissement (version provisoire)

CRIB

Janv. 2003 C. RAMAUD Rapport d’essais Etude de la carbonatation des bétons LRPC Bordeaux

25

Mars 2003 G. OLIVIER Rapport d’essais Etude de la carbonatation – Mode opératoire

LREP 8


Mars 2003 A. PAVOINE S. MOSCARDELLI

Rapport d’essais Etude de la carbonatation du béton – Rapport d’avancement

LREP 16

Avril 2003 A. PAVOINE S. MOSCARDELLI

Rapport d’essais Durabilité du béton armé et de ces constituants. Essais de migration des chlorures

LREP 45

Avril 2003 G. VILLAIN P. ROUSSEL M. THIERY J.F. BOUTELOUP J. GAWSEWITCH

Rapport d’essais 2002 de la Section MDB / Division BCC / LCPC

Durabilité du béton armé et de ses constituants : maîtrise et approche performantielle Sujet : séchage et carbonatation des bétons

LCPC 23

Juin 2003 W. JAAFAR Rapport de stage de DEA

Influence de la carbonatation sur la porosité et la perméabilité des bétons

LCPC 48

Janv. 2004 M. RAMAUD Rapport d’essais Carbonatation des bétons LRPC Bordeaux

9 + annexes

Janv. 2004 (version 2)

G. OLIVIER Rapport d’essais Durabilité du béton armé et de ses constituants - Etude de la carbonatation - Mode Opératoire

LREP 12

Fév. 2004 V. BOUTEILLER Rapport à un an Traitement électrochimique de déchloruration du béton armé

LCPC 24

Fév. 2004 G. VILLAIN P. ROUSSEL J.F. BOUTELOUP J. GAWSEWITCH

Rapport d’essais 2003 de la Section MDB / Division BCC / LCPC

Essais inter-laboratoires des LPC – Carbonatation accélérée des bétons

LCPC 24

Mars 2004 A. PAVOINE S.MOSCARDELLI

Rapport d’avancement 2003 du LREP

Diffusion des ions chlorure dans un béton

LREP 17 + 74

Mai 2004 A. PAVOINE Rapport d’avancement 2003 du LREP

Etude de la carbonatation du béton LREP 33

Déc. 2004 P. BELIN V. BAROGHEL-BOUNY

Rapport de recherche Mesure du coefficient de diffusion des ions chlorure par migration et diffusion Partie I : Résultats obtenus sur le béton « BO »

LCPC 31

Déc. 2004 P. BELIN V. BAROGHEL-BOUNY

Rapport de recherche Mesure du coefficient de diffusions des ions chlorure par migration et diffusion Partie II : Résultats obtenus sur les bétons « M25 » et « M50 »

LCPC 18

Déc. 2004 F. BARBERON Rapport de recherche post-doctoral

Interactions et autres processus physico-chimiques entre le chlore et les matrices cimentaires

LCPC 110

Fév. 2005 V. BAROGHEL-BOUNY G. VILLAIN L. ROUTHE

Rapport d’essais Etude en collaboration LERM-LCPC – Etude de séchage (résultats)

LCPC 6

Mars 2005 (version 1) Août 2005 (version 2)

V. BAROGHEL-BOUNY P. ROUSSEL L. ROUTHE

Rapport d’essais Etude BTCRIS – Mesures en laboratoire – Phase 1 : mesures de porosité accessible à l’eau, perméabilité aux gaz et coefficient d’absorption capillaire incluant le parement sur B20 et B40

LCPC 15 + annexes

Avril 2005 J. PROST G. ORCEL

Sujet : Etude expérimentale des paramètres influençant l’écaillage des surfaces – Rapport de synthèse 2001-2003

Comportement du béton en environnement froid

LRPC Lyon

96 + annexes

Mai 2005 V. BOUTEILLER Subvention DRAST N° 02 DST 03 Rapport final

Traitement électrochimique de déchloruration du béton armé

LCPC 79

Juin 2005 A. PAVOINE S. MOSCARDELLI

Rapport d’essais Diffusion des ions chlore dans un béton – Essais interlaboratoires 2005 – Synthèse des essais du LREP

LREP


Juin 2005 YUN YUN TONG

Rapport de stage de maîtrise

Réalcalinisation du béton armé – Première partie : Caractérisation électrochimique des aciers de dallettes carbonatées

LCPC

Juillet 2005 P. FASSEU Rapport de synthèse 2002-2004

Méthodes de mesure et d’essai pour le diagnostic de l’état d’un béton soumis à un incendie

LRPC Lille 19

Sept. 2005 YUN YUN TONG Rapport de stage de maîtrise

Traitement électrochimique de réalcalinisation du béton armé

LCPC

Oct. 2005 V. BAROGHEL-BOUNY P. BELIN N. BARBERISSE T. CHAUSSADENT

Rapport de recherche Projet Européen « ChlorTest» - Essais inter-laboratoires - Résultats obtenus au LCPC

LCPC 29 + annexes

Oct. 2005 V. BAROGHEL-BOUNY M. THIERY

Report to FIB TG 5.6 Evaluation and prediction of RC durability: approach based upon durability indicators and monitoring parameters

LCPC 39

Déc. 2005 B. TONNOIR Compte-rendu de deux études réalisées par le LRPC de LILLE

Evaluation par la modélisation, de l’endommagement des différents matériaux constituant un ouvrage précontraint incendié (béton, armatures passives et armatures de précontrainte)

LRPC Lille

Mars 2006 D. COCHET G. VILLAIN S. CRIADO G. OLIVIER

Rapport de synthèse (des essais 2002 et 2003) Sujet : séchage et carbonatation des bétons

Essais inter-laboratoires des LPC – Carbonatation accélérée

LRPC Bordeaux / LCPC /

LREP

24

Mai 2006

P. BELIN V. BAROGHEL-BOUNY

Rapport de recherche Mesure de la résistivité électrique d’un béton saturé : éléments de mise au point d’un mode opératoire

LCPC 18 + annexe

Juin 2006 V. BAROGHEL-BOUNY P. BELIN

Rapport de recherche Analyse de la microfissuration des bétons – Etude de faisabilité de la méthode mise au point au LCPC

LCPC 12

Juin 2006 P. BELIN J.M. MOLIARD

Rapport de recherche Analyse de la microfissuration dans les bétons : mise au point d’une fonction de quantification de la microfissuration à l’aide du logiciel « Picture »

LCPC 15

2. RAPPORTS DE RECHERCHE ISSUS DES LABORATOIRES EXTERIEURS AU RESEAU DES LPC

Date Auteurs Type de rapport Intitulé Origine Nb

pages Juin 2003 P. MOUNANGA

A. KHELIDJ G. BASTIAN

Rapport de contrat Hydratation et retrait chimique de pâtes de ciment au très jeune âge

LGCNSN-IUT Saint-Nazaire

46

Mars 2004 L. MALOSSE Rapport de projet (stage ESPCI)

Etude de la dégradation des pâtes de ciment par le chlore

ESPCI 17

Juin 2004 A. DESIRE Rapport de projet (stage ESPCI)

Etude de la dégradation des pâtes de ciment par le chlore

ESPCI 28

Juillet 2004 P. MOUNANGA A. KHELIDJ G. BASTIAN

Rapport de contrat Evolution des propriétés thermophysiques et du retrait endogène de pâtes de ciment au très jeune âge

GeM -IUT Saint-Nazaire

88

Juillet 2004 A. DJERBI A. KHELIDJ G. BASTIAN R. COUE

Rapport de contrat Diffusion des ions chlorure au sein des bétons fissurés – Application à la durabilité des ouvrages littoraux


50


Juillet 2004 A. AMMOUCHE N. RAFAI

Rapport d’avancement Collaboration scientifique LCPC-LERM

Etude de la carbonatation et de la microfissuration

LERM 20

Sept. 2005 A. DJERBI S. BONNET A. KHELIDJ

Rapport de contrat Effet de l’endommagement localisé sur la migration des ions chlorure et sur la perméabilité au gaz


15

Juin 2006 A. AMMOUCHE N. RAFAÏ

Rapport d’étude - Collaboration scientifique LCPC-LERM

Etude de la carbonatation et de la microfissuration

LERM 28

Document publié par le LCPC sous le N° C1502531Impression JOUVE

Dépôt légal 4e trimestre 2008