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La pression de cristallisation
Cette théorie implique que le gonflement engendré par la formation d’un sel est liée à la pression de cristallisation de ce même sel en solution. Cette dernière, p, dépend du taux de saturation de l’espèce en solution et peut s’exprimer par l’équation (I-10) :
[X] correspond à la concentration du sel en solution, [Xs] à la concentration de la solution à la saturation, Vs au volume molaire du sel, R à la constante des gaz parfaits et enfin T à la température.
Selon Scherer, les pressions dépendent de la courbure du cristal dans le cas d’un matériau saturé et en supposant des pores cylindriques on obtient l’équation (I-11) (Scherer, 1999).
P correspond à la pression générée, KCL à la courbure du pore et enfin YCL à l’énergie libre du cristal. Il en ressort que c’est dans les plus petits pores que sont engendrés les plus grandes pressions.
La pression osmotique
Selon Metha, en présence de chaux, la formation d’ettringite différée se fait sous forme colloïdale c’est-à-dire sous forme de nano-cristaux de grande surface spécifique (Metha, 1973). Seule l’ettringite colloïdale est susceptible de créer une grande expansion. En effet, les particules colloïdales d’ettringite de grande surface spécifique et chargées négativement attirent les molécules d’eau qui les entourent. Ce flux d’eau est dû à la différence d’énergie entre la solution interstitielle et l’eau contenue dans le gel d’ettringite. En effet, le niveau d’énergie est plus faible à l’intérieur du gel. Ce phénomène provoque une forte absorption d’eau qui conduit à un gonflement important.
Le gonflement homogène
Selon Scrivener, après l’échauffement au jeune âge du béton (traitement thermique à 80°C pendant 16h) une grande quantité d’ions sulfates et d’aluminates sont présents dans les C-S-H (Scrivener et al., 1993). Après retour à température ambiante, l’ettringite se reformerait sous forme de petits cristaux autour des C-S-H qui ensuite se propageraient dans les pores du béton. Les C-S-H ayant une répartition homogène dans la matrice cimentaire et la formation d’ettringite se faisant autour de ces derniers, un gonflement homogène du béton serait provoqué. Ce gonflement engendrerait des fissures à l’interface pâte/granulat. Ce n’est qu’après cette fissuration que l’ettringite se formerait dans ces espaces. Les forces à l’origine de l’expansion seraient liées à la pression de cristallisation des plus petits cristaux dans les plus petits pores des C-S-H externes.
Le gonflement au niveau de l’interface pâte-granulat
Selon Diamond, la théorie du gonflement homogène est incomplète et ne prend pas en compte l’influence des granulats sur le mécanisme d’expansion de l’ettringite différée (Diamond, 1996). Il s’appuie sur le fait, que dans une zone donnée, la fissuration à l’interface entre la pâte et le granulat n’est pas valable sur tous les granulats et que la fissuration ne se fait pas sur tout le tour du granulat ; il apparaît donc une fissuration hétérogène. Il explique ainsi que la formation d’ettringite différée se fait dans les zones déjà fissurées qui peuvent être liées par exemple au retrait du béton. Cette formation d’ettringite dans les zones fissurées et dans les vides d’air provoquerait une expansion par pression de cristallisation. Il a également montré que l’apparition d’ettringite différée à l’ITZ (Interfacial Transition Zone) dépend du type de granulat. Pour des granulats calcaires, aucune expansion significative n’a été notée contrairement à l’utilisation de granulats siliceux.
La double couche électrique
Dans un milieu fortement alcalin, il peut également se former de l’ettringite colloïdale. Cette ettringite colloïdale, comme nous l’avons noté, possède une grande surface spécifique et est chargée négativement. Dans le cas d’un milieu riche en alcalins, ces derniers vont se lier à l’ettringite. Lorsque la concentration en alcalins diminue par diffusion vers l’extérieur, les forces de répulsion liées aux charges négatives vont prédominer sur les forces d’attraction de Van der Walls. Ce phénomène repousse les cristaux d’ettringite et ainsi génère du gonflement (Li et al., 1995).
Le couplage des théories
Brunetaud propose un couplage de ces différentes théories pour expliquer le gonflement. Il distingue quatre phases : une phase initiale, une période de latence, une phase d’accélération de la dégradation et une phase de stabilisation (Figure I-7) (Brunetaud, 2005).
La phase initiale:
Cette première phase correspond à la dissolution de l’ettringite primaire. En effet, la solubilité de l’ettringite augmente avec une hausse de la température et de la concentration en alcalins. A ce stade, la seule forme restante de sulfoaluminate stable est le monosulfoaluminate de calcium hydraté (Afm). Les ions sulfates et aluminates restant en solution peuvent donc être adsorbés par les C-S-H ; la quantité d’adsorption d’ions par les feuillets de C-S-H dépend de la concentration de la solution et donc indirectement de la température et de sa durée de maintien mais également de la concentration en alcalins. Cette première phase s’arrête à la fin de l’échauffement du béton. La diminution de température couplée avec une possible lixiviation des alcalins va considérablement diminuer la solubilité de l’ettringite. La solution interstitielle se retrouve donc dans un état de sursaturation d’ettringite et va donc conduire à sa recristallisation (Brunetaud, 2005).
La période latente :
Durant cette phase, l’ettringite précipite dans les zones les plus propices avec un relargage progressif des ions aluminates et sulfates par les C-S-H. L’apport d’eau nécessaire à la formation d’ettringite peut néanmoins modifier la structure et la minéralogie des hydrates sans diminuer le module dynamique, ce qui n’engendre pas de gonflement significatif.
Le mécanisme de dégradation proposé par Brutenaud fait appel au gonflement homogène proposé par Scrivener faisant intervenir la désorption des ions sulfates et aluminates présents à la surface des feuillets de C-S-H, et fait appel aux grains de Hadley dont la formation est due à un décollement entre les C-S-H formés à la surface des grains anhydres et ces derniers (Brunetaud, 2005 ; Scrivener et al., 1993). La formation d’ettringite différée se ferait donc dans un premier temps dans cet espace contenant initialement des nano-cristaux d’Afm. La répartition des C-S-H et des grains de Hadley étant homogène dans la pâte de ciment, le gonflement engendré par la formation d’ettringite différée sera également homogène. Ce gonflement homogène provoquerait de la fissuration à l’interface pâte-granulats, marquant la fin de la période latente (Brunetaud, 2005).
L’accélération des dégradations :
L’apparition de fissures dues au gonflement homogène de la pâte modifie la répartition des efforts entraînant une dissolution de l’ettringite formée pendant le gonflement homogène. Cette ettringite recristalliserait dans des zones plus propices c’est-à-dire dans les fissures. La pression de cristallisation générée par la formation d’ettringite à l’ITZ provoquerait la propagation des fissures et donc l’accélération des dégradations (Brunetaud, 2005).
La stabilisation :
La dernière phase correspond à une décélération du phénomène de gonflement due, soit à un épuisement des ions sulfates et aluminates provenant des C-S-H, soit à une reprise des efforts due à une pression de cristallisation plus faible étant donné la taille importante d’ouverture de fissures dans cette phase (Brunetaud, 2005).
Les paramètres influents
Il existe de nombreux paramètres permettant l’initiation et le développement de la RSI. Ces derniers peuvent être classés en deux catégories : les paramètres de formulation et les paramètres environnementaux. L’influence de certains de ces paramètres ne fait pas encore consensus dans la littérature.
Les paramètres de formulation
Deux principaux éléments relatifs à la formulation des bétons influent sur l’apparition de la RSI : l’eau et la concentration en sulfates. Néanmoins, il existe de nombreux paramètres de formulation influant sur cette pathologie. Outre la présence de sulfates, la nature du liant et celle des granulats peut également influer sur l’apparition de la RSI.
La nature du liant
Plusieurs auteurs ont mis en évidence l’effet de la nature du liant sur l’expansion due à la formation d’ettringite différée avec notamment l’effet des sulfates, des aluminates et des alcalins (Zhang et al., 2002 ; Leklou, 2013).
La température de cure
La température de conservation joue également un rôle dans le développement de la pathologie. La figure I-16, représentant l’expansion longitudinale de mortier pour différentes températures de cure, met en évidence qu’une augmentation de la température et son maintien (cure maintenue pendant 350 jours) influent sur la cinétique de formation de l’ettringite différée.
En effet, lorsque la température passe de 20 à 40°C, l’apparition de RSI est précoce avec une fin de la période latente autour de 100 jours. Cette différence peut s’expliquer par le fait que la température accélère les phénomènes de transferts ioniques et de lixiviation des alcalins au sein du matériau (Lawrence, 1995 ; Leklou, 2013). Néanmoins pour une température de cure de 60°C, aucun gonflement n’est observé. Ceci peut s’expliquer par le fait que le domaine de stabilité de l’ettringite étant fortement diminué à cette température, la cristallisation de l’ettringite n’a donc pas lieu (Leklou, 2013). Néanmoins, la durée de cure est un paramètre important car elle influe sur l’expansion finale du béton. (Fu et al., 1997) ont montré que pour une cure maintenue pendant 12h, pour différentes températures de cure respectivement 80 et 90°C la différence d’amplitude finale est nette, respectivement 0,9 % à 80 °C et 1,5% à 90°C. Une étude a permis de mettre en évidence un effet pessimum vis-à-vis de la durée de l’échauffement (traitement thermique) et montre que cette dernière a une influence bien plus importante sur le gonflement final que la température (Kchachek, 2016).
La figure I-17 représente les résultats d’expansion d’une même formulation obtenue pour différentes durées de maintien à une température de 71°C (a) et de 81°C (b). Les résultats obtenus montrent dans les deux cas que plus la durée de l’échauffement est importante plus la cinétique d’apparition est rapide. Les expansions finales obtenues mettent en évidence un effet pessimum sur la durée de l’échauffement. Dans le cas d’un traitement thermique à 71°C, cet effet apparaît pour une durée de maintien d’environ 12 jours, alors que dans le cas d’un traitement thermique à 81°C cet effet apparaît pour une durée de maintien entre 3 et 5 jours. Plus généralement, Kchachek propose un concept d’énergie thermique utile (EU) prenant en compte la température et la durée d’échauffement dans un seul paramètre (figure I-18) ; cette notion est associée à une température seuil de 65°C (Kchachek, 2016).
Cette notion d’énergie thermique utile (EU), qui n’est autre que le produit entre la température et la durée de l’échauffement, montre bien cet effet pessimum sur l’expansion finale. Ce pessimum est observé pour une énergie thermique utile autour de 2000°C.h. L’auteur décrit ce phénomène en trois domaines :
• Dans le domaine pré-pessimum, EU < 2000 °C.h, l’augmentation de l’expansion finale avec l’énergie thermique utile serait due au fait que la précipitation de l’ettringite dépend directement de la quantité de sulfates et d’aluminates disponibles à la suite de ce traitement thermique. La quantité d’ettringite formée augmente dans ce cas avec la formation de C-A-S-H au jeune âge induisant une augmentation du gonflement final.
• Au niveau du pessimum, autour de 2000 °C.h, la valeur maximale de gonflement obtenue correspondrait à un rapport de la quantité d’aluminates sur sulfates de l’ordre de 2/3 disponible pour la réaction engendrant une expansion maximale.
• Dans le domaine post-pessimum, EU > 2000 °C.h, la précipitation de l’ettringite serait limitée par la quantité d’aluminates disponible due à une plus grande quantité de C-A-S-H formés. Cela induit dans ce cas une diminution de l’ettringite formée en fonction de l’augmentation de l’EU engendrant donc une diminution de l’expansion finale.
Le renouvellement de l’eau de cure
Le renouvellement de l’eau de conservation va induire une lixiviation des espèces présentes dans le matériau. La figure I-19 met en évidence et complète l’effet de la lixiviation des alcalins sur la formation d’ettringite différée.
Figure I-19: Expansion longitudinale de mortiers ayant subi une cure humide avec renouvellement d’eau (RW) et sans (Leklou, 2013)
En effet, le fait de renouveler l’eau de cure crée un fort gradient de concentration entre la matrice cimentaire et la solution interstitielle ce qui accélère fortement la lixiviation. Ainsi la concentration en alcalins diminue et cette modification de l’équilibre chimique entraîne la formation d’ettringite différée à plus court terme (Leklou, 2013).
L’humidité relative
L’eau a un rôle important sur le développement de la RSI. Elle joue le rôle de réactif et permet aussi le transport de réactifs nécessaires à la réaction. Il convient de préciser que plus l’humidité relative est grande, plus le gonflement sera important. Il reste à déterminer à partir de quel seuil d’humidité relative il n’y aura plus de gonflement. L’étude de (Al Shamaa, 2012) donne des éléments à ce propos. Afin de développer rapidement la RSI, les éprouvettes ont subi le traitement thermique spécifique suivant d’une durée totale de 7 jours:
• une phase de pré-prise à 20°C pendant 2 heures,
• une phase de chauffe à 2,5°C/h jusqu’à 80°C,
• une phase de maintien à 80°C pendant 72 heures,
• une phase de refroidissement de -1°C/h jusqu’à retour à 20°C.
Les éprouvettes sont ensuite démoulées et conservées à 20°C sous différentes conservations hydriques (100%HR et totalement immergées).
Figure I-20: Evolution de l’expansion en fonction du temps pour un béton conservé sous différentes conditions hydriques (Al Shamaa, 2012)
Les résultats d’expansion réalisée sur des éprouvettes ayant subi des conservations hydriques différentes (figure I-20) montrent que dans le cas d’une conservation à 100% HR et d’une immersion dans l’eau, la cinétique et l’amplitude du gonflement sont équivalentes et atteignent 1,3% à 500 jours. Ces résultats ne sont pas en accord avec l’étude de (Leklou et al., 2013) qui montre l’effet important de la lixiviation des alcalins sur la cinétique de gonflement. (Al Shamaa, 2012) explique cette différence par le fait qu’un volume très faible d’eau a été utilisé pour la conservation sous eau ce qui limite le phénomène de lixiviation des alcalins. En revanche, plus l’humidité relative diminue moins le gonflement est important. Aucun gonflement n’est observé en dessous de 94% HR sauf pour le béton « HR91-Im » qui montre un gonflement au bout de 350 jours correspondant à une immersion dans l’eau. Ces résultats sont en accord avec l’étude de (Heinz et al., 1987) qui montrent qu’aucun gonflement n’est observé en dessous de 90%HR. Une autre étude faite sur ce sujet par (Graf, 2007) montre également le même seuil à 90% HR.
Les modèles numériques liés à la RSI
Il existe de nombreux modèles numériques dans la littérature concernant la RSI. Certains permettent de prédire uniquement le gonflement final du béton. D’autres donnent des informations sur la quantité de produits formés ou encore sur la cinétique et l’évolution de la réaction. La plupart de ces modèles ont été réalisés dans le cadre du suivi des ouvrages existants. Dans cette partie, trois familles de modèles sont présentées :
• les modèles statiques,
• les modèles thermodynamiques,
• les modèles cinétiques.
L’objectif de ce travail étant de proposer un indicateur de durabilité pour la détection des réactions de gonflement interne dans le béton, seuls les modèles pouvant relier l’évolution d’un indicateur de durabilité à un ou des paramètres d’entrées seront présentés.
Les modèles statiques
Les modèles statiques sont pour la plupart composés d’une seule équation, donnant la valeur du gonflement final d’un béton atteint par la RSI. (Zhang et al., 2002) proposent un modèle statique permettant d’avoir des informations sur le gonflement final obtenu à partir des paramètres de formulation influant sur la pathologie. L’expansion finale obtenue est directement liée au « DEF index » (équation I-12) qui prend en compte les proportions de sulfates, d’aluminates et d’alcalins du liant. Ce modèle propose donc des valeurs seuils :
• en dessous de 0,8 aucun gonflement ne sera observé,
• au-delà de 1,2 le liant est a priori susceptible de créer du gonflement par RSI.
Néanmoins, ce modèle n’est valable que pour des bétons ayant subi un traitement thermique à 85°C et conservé à 100% HR.
(Pavoine et al., 2012) proposent un modèle statique permettant de prendre en compte l’effet de la température, de la composition du liant (notamment de la teneur en alcalins et en sulfates), de la finesse du ciment sur l’expansion et du module d’élasticité dynamique du béton. Les valeurs d’expansions finales obtenues dépendent également du temps d’immersion dans l’eau et ne sont valables que dans un domaine défini (tableau I-4). Deux équations (I-13) et (I-14), permettant d’obtenir l’expansion finale sont proposées suivant le temps d’immersion respectivement de 490 et 1700 jours.
Les termes « a », « b », « s » et « T » font référence à des valeurs normées entre -1 et +1 respectivement pour la teneur en alcalin, la surface spécifique du ciment, la teneur en sulfate et la température. Ce modèle permet également de hiérarchiser et de coupler les différents paramètres selon leur impact sur le gonflement en leur attachant des coefficients de pondération.
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Table des matières
I. CHAPITRE I: ETAT DE L’ART
I.1 INTRODUCTION
I.2 HYDRATATION DU CIMENT PORTLAND
I.2.1 La notation cimentaire
I.2.2 La réaction d’hydratation du C3S
I.2.3 La réaction d’hydratation du C2S
I.2.4 La réaction d’hydratation du C3A (en présence de sulfate)
I.3 LA REACTION SULFATIQUE INTERNE
I.3.1 Les différents types d’ettringite
I.3.1.1 L’ettringite de formation primaire
I.3.1.2 L’ettringite de formation secondaire
I.3.1.3 L’ettringite de formation différée
I.3.2 Les mécanismes physico-chimiques
I.3.2.1 La source de sulfates
I.3.2.2 La précipitation de l’ettringite
I.3.3 Les théories d’expansion
I.3.3.1 La pression de cristallisation
I.3.3.2 La pression osmotique
I.3.3.3 Le gonflement homogène
I.3.3.4 Le gonflement au niveau de l’interface pâte-granulat
I.3.3.5 La double couche électrique
I.3.3.6 Le couplage des théories
I.3.4 Les paramètres influents
I.3.4.1 Les paramètres de formulation
I.3.4.2 Les paramètres environnementaux
I.3.5 Les modèles numériques liés à la RSI
I.3.5.1 Les modèles statiques
I.3.5.2 Les modèles thermodynamiques
I.3.5.3 Les modèles cinétiques
I.4 LA REACTION ALCALI-GRANULAT
I.4.1 Les différents types de réaction
I.4.2 Les mécanismes de la réaction alcali-silice
I.4.2.1 L’approche topochimique
I.4.2.2 Le processus de dissolution-précipitation
I.4.3 Les théories d’expansion
I.4.3.1 La double couche électrique
I.4.3.2 La pression osmotique
I.4.3.3 La pression de cristallisation
I.4.3.4 La dissipation du gel
I.4.3.5 Le gonflement des corps poreux
I.4.3.6 Le gonflement granulaire
I.4.3.7 L’anisotropie de l’alcali-réaction
I.4.4 Les paramètres influents
I.4.4.1 Les paramètres de formulation
I.4.4.2 Les paramètres environnementaux
I.4.5 Les modèles numériques liés à la RAS
I.4.5.1 Les modèles basés sur l’expansion du béton
I.4.5.2 Les modèles basés sur la pression interne
I.4.5.3 Les modèles basés sur la diffusion-réaction des ions
I.4.6 Le couplage des pathologies
I.5 L’APPROCHE PERFORMANTIELLE
I.5.1 Les indicateurs de durabilité
I.5.2 Les indicateurs de durabilité et les réactions de gonflement interne
I.6 CONCLUSION
II. CHAPITRE II : PROGRAMME EXPERIMENTAL
II.1 INTRODUCTION
II.2 MATERIAUX D’ETUDE
II.2.1 Constituants de base
II.2.1.1 Ciments
II.2.1.2 Granulats
II.2.1.3 Adjuvant
II.2.2 Formulations de béton
II.2.3 Malaxage et mise en place
II.3 MATURATION
II.3.1 Protocole accéléré pour la RSI
II.3.1.1 Traitement thermique
II.3.2 Cycles humidification/séchage
II.3.3 Protocole accéléré pour la RAS
II.3.4 Cas de la concomitance des pathologies
II.4 PROTOCOLES D’ESSAIS DE CARACTERISATION
II.4.1 Avancement des RGI
II.4.1.1 Suivi d’expansion et de masse
II.4.1.2 Microscope Electronique à Balayage
II.4.2 Essais chimiques
II.4.2.1 Analyse de la solution interstitielle : mesure du pH et de la teneur en alcalin
II.4.2.2 Teneur en Portlandite
II.4.2.3 Diffraction aux rayons x
II.4.3 Essais mécaniques
II.4.3.1 Résistance en compression
II.4.3.2 Module statique
II.4.3.3 Module dynamique acoustique linéaire
II.4.3.4 Module dynamique acoustique non linéaire
II.4.4 Essais physiques
II.4.4.1 Porosité accessible à l’eau
II.4.4.2 Perméabilité au gaz
II.4.4.3 Migration des chlorures en régime non stationnaire
II.4.4.4 Résistivité électrique
II.5 CARACTERISATION DES BETONS A L’ETAT SAIN
II.5.1 Caractérisation à l’état frais
II.5.2 Caractérisation à l’état durci
II.5.2.1 Suivi des bétons de référence au cours du temps
II.5.2.2 Caractérisation des bétons à l’état initial
II.6 CONCLUSION
III. CHAPITRE III : CARACTERISATION DES BETONS ATTEINTS DE RGI
III.1 INTRODUCTION
III.2 DEMARCHE ADOPTEE
III.2.1 Echéances de caractérisation
III.2.2 Seuil de détection
III.3 PRESENCE DES RGI
III.3.1 Cas de la RSI
III.3.1.1 Variation de longueur et de masse
III.3.1.2 Evolution de la microstructure et des produits formés
III.3.2 Cas de la RAS
III.3.2.1 Variation de longueur et de masse
III.3.2.2 Evolution de la microstructure et des produits formés
III.3.3 Cas du couplage
III.3.3.1 Variation de longueur et de masse
III.3.3.2 Evolution de la microstructure et des produits formés
III.3.4 Synthèse
III.4 EVOLUTION DES PROPRIETES PHYSICO-CHIMIQUES ET MECANIQUES SOUS DEGRADATION DE RGI
III.4.1 Evolution des propriétés chimiques
III.4.1.1 Teneur en alcalin
III.4.1.2 pH de la solution interstitielle
III.4.1.3 Teneur en Portlandite
III.4.1.4 Diffraction aux Rayons X
III.4.1.5 Synthèse
III.4.2 Evolution des propriétés mécaniques
III.4.2.1 Resistance en compression
III.4.2.2 Module statique
III.4.2.3 Module dynamique en acoustique linéaire
III.4.2.4 Module dynamique en acoustique non linéaire
III.4.2.5 Synthèse
III.4.3 Evolution des propriétés physiques
III.4.3.1 Porosité accessible à l’eau
III.4.3.2 Perméabilité aux gaz
III.4.3.3 Migration des ions chlore
III.4.3.4 Résistivité électrique
III.4.3.5 Synthèse
III.5 CONCLUSION
IV. CHAPITRE IV : PROPOSITION D’UN INDICATEUR DE DURABILITE
IV.1 INTRODUCTION
IV.2 INDICATEUR DE DURABILITE ET RGI
IV.2.1 Détection des RGI
IV.2.1.1 Cas de la RSI
IV.2.1.2 Cas de la RAS
IV.2.1.3 Cas du couplage
IV.2.2 Corrélations entre expansion, endommagement et indicateurs de durabilité
IV.2.2.1 Corrélation entre l’expansion et l’endommagement
IV.2.2.2 Corrélation entre l’endommagement et les indicateurs de durabilité
IV.3 MODELISATION DE LA PERMEABILITE AU GAZ
IV.3.1 Modèle empirique simplifié
IV.3.2 Modèle théorique
IV.3.2.1 Répartition des granulats
IV.3.2.2 Ouverture de fissure
IV.3.2.3 Perméabilité au gaz
IV.3.2.4 Résultats du modèle
IV.4 PROPOSITION D’UNE METHODE DE DIAGNOSTIC DES RGI
IV.5 CONCLUSION
CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES
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