Confection et cure des éprouvettes

Les éprouvettes ont été confectionnées et conservées dans le format et les conditions prescrits par la norme EN 196.1. Sur les Photos 3.8 et 3.9 suivantes, sont présentées quelques images d’étapes majeures du procédé mis au point.

Photos 3.8 : Quelques étapes de traitement des échantillons (à gauche) : Identification des éprouvettes et préparation à la cure de murissement ; à droite : attente de retour à une

épreuve de séchage à l’étuve)

Photo 3.9: Différences d’aspect intérieur avec sable S₇ enrobé à 0% gauche et à 15% à droite

87 3.2.1.3. Optimisation du taux d’enrobage

Nous avons travaillé avec la courbe de tendance des absorptions à 28 jours parce que :

 à 28 jours d’âge, le mortier a atteint sa maturité conventionnelle. A cet âge, le béton est décoffré et donc livré seul à ses sollicitations ; il a acquis, selon les théories, au moins 60% de ses capacités mécaniques définitives.

A observer les courbes de tendances et les valeurs des coefficients de régression R² qui constituent des indices de précision, nous pouvons dire que les résultats des opérations du 7^èmejour sont moins dispersés que ceux du 2^ème jour et ceux du 28^ème jour sont encore plus précis que ceux du 7^ème jour.

L’expression de la courbe de tendance de l’absorption à 28 jours d’âge est:

125

avec un coefficient de régression de R²=1 (Figure 4.12).

Sa dérivée première est :

Cette expression (11) cerne nos résultats à 100%. Sa dérivée première (12) s’annule et change de signe autour de la valeur X=10%. En effet, la dérivée première pour X=10,07040 est négative et a pour valeur -0,000003075, et celle de 10,07050 est positive et a pour valeur 0,000005651. Nous avons alors considéré, pour valeur d’optimum théorique, celle du dosage 10,07045% qui donne à la dérivée première, la valeur 0,000001288.

A ce dosage de 10,07045%, la valeur théorique de l’absorption d’eau, d’après l’expression de la courbe de tendance (11), est alors de 0,92%.

Dans la suite des expérimentations effectuées, la teneur de fondu de déchets de sachets plastiques effectivement adoptée dans l’enrobage, pour des raisons de manipulation pratique, est la valeur de la partie entière : 10%. Cela a ainsi conduit à concéder un petit risque de ne pas atteindre exactement la valeur du taux d’absorption théorique de 0,92% prédite par l’expression de la courbe de tendance (11).

3.2.1.4. Essais d’identification sommaire sur le sable enrobé à 10%

Des essais d’identification ont été entrepris sur le sable S₇ enrobé à 10% de fondu de déchets de sachets plastiques. Pour ce faire, deux paramètres ont été essentiellement examinés : la granulométrie et la masse volumique en vrac.

88 La densité absolue n’a pas été reprise, parce que le passage à l’eau bouillante destinée à l’évacuation des bulles d’air contenues, à travers le bain de sable, pourrait négativement agir en créant une éventuelle désorganisation du manteau de sachets plastiques généré à l’étape de l’enrobage des granulats.

La masse volumique de vrac du sable enrobé est de 1309 kg/m³contre 1540 kg/m³pour le même sable non enrobé, soit une diminution estimée à : [100 (1540-1309)/1540]=15%.

En ce qui concerne la granulométrie, la courbe de distribution des tailles des particules s’est déplacée vers les valeurs des diamètres plus élevées (particules devenues plus grosses) que celles initialement déterminées pour le même sable non enrobé. Le plus fort décalage s’est manifesté au tamis de 0,63 mm : 57% sont passés pour le non enrobé, alors que seulement 8%

sont passés pour l’enrobé à 10% (Figure 3.5).

Ce sont là les preuves tangibles du succès de l’enrobage, opération qui confère, aux particules de sable, un manteau de sachet plastique qui fait augmenter leurs tailles respectives.

Figure 3.5 : Courbe granulométrique du sable S7 non enrobé et courbe granulométrique du même sable S₇ enrobé à teneur de 10% de sachets plastiques fondus.

3.2.1.5. Caractéristiques physiques et mécaniques des éprouvettes 3.2.1.5.1. Caractéristiques physiques

Dans cette rubrique, il a été examiné l’évolution des masses moyennes enregistrées à 28 jours d’âge ainsi que des masses volumiques comparées.

89 3.2.1.5.1.1. Etude comparée des masses

D’après la Figure 3.6, les résultats expérimentaux ont montré que les échantillons fabriqués en utilisant le sable normalisé S₈ pèsent plus lourd (585±0 g) que les échantillons fabriqués avec du sable S₇ (557,8±1,15 g) d’une part. Les échantillons fabriqués avec du sable S₇ à leur tour pèsent plus lourd que les échantillons fabriqués avec du sable S7 enrobés de fondu de sachet plastique (493,2±1,25g), d’autre part.

Figure 3.6 : Comparaison des masses des échantillons des trois catégories de sable utilisées

Figure 3.7: Evolution des masses volumiques absolues à 28 jours d’âge en fonction de la teneur en sachet plastique

90 Cette situation parait plutôt normale et cohérente, en raison du fondement même du procédé qui consiste à opérer une substitution partielle en incorporant du fondu de sachet plastique en lieu et place d’un pourcentage de granulats de sable. La masse volumique absolue est aussi affectée par l’incorporation du sachet plastique dans les structures des mortiers.

3.2.1.5.1.2. Evolution de la masse volumique absolue en fonction de dosage en sachets à 28 jours La Figure 3.7 présente les résultats obtenus suite à l’étude de l’évolution de la masse volumique absolue des échantillons à 28 jours d’âge. Il y apparaît clairement que la masse volumique des éprouvettes du matériau composite décroit au fur et à mesure que le taux de sachets d’enrobage augmente.Les résistances mécaniques ne sont pas épargnées par les effets de l’incorporation de sachets plastiques dans les structures du mortier.

3.2.1.5.2. Résistances mécaniques

Les résultats des mesures mécaniques, par écrasements des éprouvettes, réalisées à divers âges, sont présentés sur la Figure 3.8 concernant le matériau composite à granulats de sable S7

enrobés à 10% de sachets plastiques, la Figure 3.9 se rapportant au mortier de sable S7

additionné de Sikalite, la figure 3.10 au mortier de sable S7 témoin et la figure 3.11 pour le sable normalisé à titre comparatif.

Figure 3.8 : Courbes des résistances en flexion et en compression du mortier de sable S₇ enrobé à 10% de sachet plastique fondu

La Figure 3.8 indique ainsi que, avec le mortier de sable S7 enrobé à 10% de sachets plastiques fondus :

91

 les résistances à la traction par flexion 3 points et à la compression sont restées faibles en ce qui concerne le composite à 10% de sachets plastiques ;

 les deux sortes de résistances mécaniques mesurées ont connu un accroissement progressif avec l’âge (le temps), mais à partir du 45^ème au 90^ème jour, les échantillons n’ont plus enregistré aucun gain de résistance.

3.2.1.5.2.1. Pour le sable S7 avec du Sikalite en poudre.

Nous avons vu plus haut que l’adjuvant Sikalite permettait de réduire environ de moitié l’absorption d’eau dans le mortier de ciment.

La Figure 41 montre l’influence de cet adjuvant sur les résistances mécaniques en traction et en compression.

Figure 3.9 : Courbes des résistances en flexion et en compression du mortier du sable S7 et du Sikalite en poudre.

D’après les résultats dressés par cette Figure 3.9, il apparait que les résistances enregistrées sont de 4,6 MPa en traction et 16,31 MPa en compression à 28 jours d’âge. Pour anticiper, c’est d’environ la moitié des valeurs des résistances mécaniques portés par la Figure 3.10 consacrée au mortier du sable S7 non enrobé

3.2.1.5.1.2. Pour le sable témoin S7

Les résistances mécaniques du sable S₇ témoin montrent à la Figure 3.10

92 Figure 3.10: Résistances en flexion et en compression du mortier du sable S₇ témoin Au regard de ces résultats, nous pouvons dire que le mortier du sable fluvial S₇ dont la granulométrie n’a pas été rectifiée permet d’obtenir à 28 jours d’âge une résistance à la traction de 7,9 MPa ; ce qui dépasse la performance du mortier du sable normalisé : 7,59 MPa (Figure 3.11).

3.2.1.5.1.3. Pour le sable normalisé

Le sable normalisé dont les résultats sont présentés sur la Figure 3.11, est employé ici pour assurer la comparaison à tous nos résultats mécaniques. Cette Figure 3.11 indique que la résistance nominale fournie par le fabricant du ciment utilisé (CPJ 35), qui garantit au moins 35 MPa en compression à 28 jours d’âge est correcte. En effet, le résultat obtenu est de 37,3 MPa. Selon les normes, les résistances minimales à la compression à obtenir d’un ciment de classe 35 sont de: 10 MPa à 7 jours et 25 MPa à 28 jours d’âge (Dreux, 1981).

Une fois cette base de comparaison assurée, une franche discussion peut alors se mener au regard des résultats ainsi atteints.

93 Figure 3.11 : Courbes des résistances en flexion et en compression du mortier du sable

normalisé

Pour les échantillons de mortier issus de sable enrobé, il a été observé un chevauchement de caractères dû aux deux liants (ciment, plastique), chacun des deux liants en présence ayant imposé certaines de ses propriétés.

Les caractères imposés par le ciment sont l’acquisition progressive de résistance avec l’âge et l’écart relativement important entre la résistance à la compression et la résistance à la traction alors que les caractères imposés par le plastique se rapportent à la faiblesse des valeurs maxima des résistances à la compression limitées à celles du liant plastique seul.

L’influence combinée des deux liants s’est traduite par le rapprochement entre les valeurs moyennes des résistances en traction et en compression, soit environ 0,5 alors que ce rapport est de 0,25 pour le ciment seul et de 0,95 pour le plastique seul.

En définitive, l’enrobage des granulats par des déchets de sachets plastiques fondus affaiblit les résistances mécaniques, tant en compression qu’en traction. Par rapport au liant ciment seul, à 28 jours d’âge, la résistance à la compression, du mortier composite au sachet plastique, connaît une chute de valeur d’environ deux tiers (2/3) et la résistance à la traction d’environ la moitié (1/2). Le matériau composite, mortier de ciment au sachet plastique, ne peut donc servir à un poste de structure. Raison pour laquelle d’autres propriétés et pistes ont été explorées en vue de l’optimisation de son utilisation.

94

3.2.2. DECHETS DE SACHETS PLASTIQUES COMME ADJUVANT DE SURFACE CONTRE L’ABSORPTIOND’EAU DANS LE MORTIER DE CIMENT

Dans cette rubrique de deuxième volet relatif à la valorisation des déchets de sachets plastiques en qualité d’adjuvant de surface, nous empruntons identiquement les phases de l’opération de fusion, de refroidissement du plastique fondu et de broyage de ce dernier en poudre fine déjà décrites plus haut.

3.2.2.1. Préparation et conservation de la poudre de sachets plastiques

Le produit obtenu, à l’issue de l’étape de la mise au point de la poudre de déchets de sachets plastiques, à travers la fusion des sachets, le refroidissement du fondu et son broyage, se présente sous une forme fine parfaitement malléable, maniable et conviviale (Photo 3.10). Sa conservation, dans cette forme poudreuse, nous parait assez aisée.

Photo 3.10. Poudre obtenue de sachets plastiques fondus : aspect du produit au cours d’une opération de pesée

3.2.2.2. Préparation des éprouvettes

Quelques essais préliminaires ont permis de constater que l’application à chaud du fondu de sachets plastiques sur un mortier de ciment se manifeste, au refroidissement, par un retrait qui empêche le fondu de sachets plastiques endurci d’y adhérer.

Si le feuil (ou film appliqué) est assez régulier, il peut même se décoller de l’ensemble comme dans l’exemple présenté sur la photo 3.11.

Ce constat nous amène cependant à penser qu’il y a un problème d’adhérence à résoudre lorsque la surface à protéger est une surface ouverte. Comme pour certains enduits qui sont mis en place sur grillage métallique, on pourrait imaginer une étude qui examinerait la

95 possibilité d’associer un fin filet d’adhérence en plastique thermodurcissable. Ou alors l’usage d’un matériau détendeur genre bitume sera nécessaire.

Photo 3.11 : Décollement d’un feuil d’enduit de fondu de sachet plastique d’un subjectile de mortier ordinaire

En surface fermée (exemple des échantillons 4x4x16cm), nous n’avons pas observé ce phénomène parce que la tension induite par le retrait qui le crée est facilement supportée sans dégâts apparent par le feuil.

En conclusion partielle, nous pouvons retenir quela valorisation des déchets de sachets plastiques, de par la propriété d’imperméabilité qui les caractérise, en qualité d’adjuvant de surface (enduit) ou de masse dans le mortier de ciment contre l’absorption d’eau par les matériaux protégés par ce moyen est possible. Toutefois, le troisième volet préconisé pourrait nous permettre d’exploiter une masse encore plus accrue de déchets de sachets plastiques.

3.3. SACHET PLASTIQUE EN DOPE DE BITUME EN TECHNIQUE ROUTIERE Dans ce troisième volet de notre étude également, deux pistes ont été explorées : la première concerne les déchets de sachets plastiques utilisés en qualité de dope pour le bitume auquel ils ont été incorporés à travers la mise en poudre après leur fusion d’une part, et aussi en qualité de substitut purement et simplement de bitume, d’autre part, pour l’élaboration de bétons bitumineux utilisés dans la construction routière.

3.3.1. INFLUENCE DU DOPE SUR LES PROPRIETES DU BITUME

3.3.1.1. Influence sur la pénétrabilité

La Figure 3.12 présente l’allure qu’adopte la moyenne des mesures de la pénétrabilité au fur et à mesure que croît le taux de dope « poudre de sachets plastiques fondus » dans le bitume.

96 Figure 3.12: Evolution des valeurs moyennes de la pénétrabilité du bitume 50-70 en fonction

du taux de dopage en poudre de sachets plastiques

La décroissance simple qu’affiche la moyenne des mesures sur cette Figure 3.12 est une caution à l’idée de doper facilement à la carte un bitume pour un usage précis.

Figure 3.13 : Resserrement des écarts de pénétrabilité du bitume à mesure que le taux de sachet plastique augmente

97 La Figure 3.13 présente l’évolution des bornes inférieures et supérieures des valeurs obtenues suite aux mesures de la pénétrabilité. Il s’observe un resserrement des écarts des valeurs de la pénétrabilité du bitume dopé à mesure que la teneur en sachet plastique augmente. Le bitume 50-70 seul a affiché un écart de 9.10^-1mm (65 à 56.10^-1mm). Cet écart s’est réduit à 1.10^-1mm avec 20% de dope. Ce résultat laisse soupçonner que les comportements mécaniques du mélange bitume-poudre de sachets seront très vite dominés par les propriétés du sachet plastique surtout au-delà de 20% de dopage.

3.3.1.2. Point de ramollissement par Bille et Anneau du bitume

Les essais réalisés à teneur en sachets plastiques de 15% (M15), ont montré que le liant bitumineux ainsi développé a présenté une valeur de point de ramollissement dépassant les limites classiques admissibles au regard du dispositif expérimental. En effet, la température est montée à 94°C, avec le dispositif à bain d’eau, sans que nous n’ayons obtenu la valeur du point de ramollissement du liant développé (Photos 3.12).

L’expérience a dû être arrêtée parce que, selon la norme EN 1427, si un liant allait au-delà de 80°C, le bain d’eau devrait être remplacé par un bain de glycérol. Cela a été le cas avec le liant bitumineux à dope en poudre de sachets plastiques proposé. Ainsi, avec le bain de glycérol, la température est montée à 110°C, sans que nous n’ayons obtenu le ramollissement du bitume dopé à 15% en sachets plastiques (Photos 3.13).

Photos 3.12 (à gauche): Bitume dopé à 15% en poudre de sachet plastique fondu: arrêt de l’essai sous bain d’eau car demeuré infructueux jusqu’au séchage de l’eau ; (à droite): Billes

et anneaux intacts à 94 °C rendant impossible la poursuite de l’expérience.

98 A cette température, il a été observé la chute pratiquement simultanée des deux billes presque nues sur leur plateau respectif. Apparemment, les billes métalliques ont accumulé de la chaleur et se sont alors frayé une trappe dans le liant bitumineux.

L’expérience a été arrêtée à M15 à 110°C, parce que le ramollissement de ce liant bitumineux n’a pas eu lieu, alors que le bain a commencé à fumer indiquant que le point éclair du glycérol 160°C était assez approché.

Photos 3.13 (à gauche) : Bain de glycérol, arrêt de l’essai car demeuré infructueux à 110°C (à droite) : Trappes de chute des deux billes d’essai sans ramollissement du bitume dopé à

15% de poudre de sachet plastique fondu 3.3.1.3. Adhésivité Riedel et Weber des liants étudiés

Les événements collectés lors des manipulations effectuées durant les tests de détermination des valeurs de l’adhésivité des liants sont consignés dans des fiches dont deux exemples (celui du bitume 50/70 témoin 0% et celui du liant bitumineux dopé à 6%) figurent dans les Tableaux 3.1-a et 3.1-b respectivement.

99 Tableaux 3.1 : Fiche type de collecte de résultats des tests d’adhésivité des liants

a) Bitume 50-70 pur (témoin) 1,656 3 solution légèrement trouble

3,312 4 Début de fragmentation ; 53,0 8 Fragmentation très avancée

Solution très trouble

106,0 9 Fragmentation presque

totale

b) 94% de bitume 50-70 +6% de poudre du fondu de sachet plastique Concentration

100 Il y a été constaté que les concentrations correspondant aux débuts de dégradation (désenrobage) exigent des solutions de plus en plus fortes, à mesure que le taux de poudre du fondu de déchets de sachets plastiques augmente dans le liant bitumineux.

Photo 3.14 : Boulettes du bitume pur après l’épreuve du test d’adhésivité : certaines portent des marques de souffrance

Remarques: Les boulettes du bitume pur témoin 50-70 s’en sont sorties fortement molestées comme le montre la Photo 3.14.

Photo 3.15 : Boulettes d’essai pour bitume dopé à teneur de 10% en poudre de fondu de déchets de sachets plastiques

101 Sur la Photo 3.14, les boulettes d’essai du bitume pur, surtout celles qui ont subi leur épreuve dans les solutions les plus concentrées portent des marques de souffrance. Sans déplacer la cote de fin de désenrobage, qui était déjà à 10 avec le bitume 50-70 utilisé pur, il y a eu un raffermissement des boulettes d’essais lorsque le dopage est intervenu.

Autrement dit, les résultats font observer que, les liants bitumineux dopés à la poudre de fondu de déchets de sachets plastiques n’ont présenté aucun signe d’érosion à la fin de l’essai (Photo 3.15).

Avec 10% de dopage, aucune séquelle de souffrance n’a été observée sur les éprouvettes en fin d’essai. La résistance au désenrobage a semblé totale.

D’ailleurs, il n’a pas été possible de poursuivre l’expérience parce que, le liant devenant de plus en plus dur, au fur et à mesure que le taux de dopage augmentait, la formation des boulettes à la main s’est révélée de plus en plus difficile, voire impossible au-delà de 10% de dopage.

3.3.2. INFLUENCE DU DOPE SUR LES PROPRIETES DU BETON BITUMINEUX

3.3.2.1. Formulation du béton bitumineux

La formulation d’un béton bitumineux devant servir à la confection d’échantillons pour les essais Marshall est effectuée en suivant la procédure basée sur les valeurs des paramètres importants tels que la surface spécifique et la masse volumique absolue des granulats entrant dans sa composition et de son module de richesse en liant.

La surface spécifique est déterminée par la formule proposée par Duriez et al. (1959) :



^{0.25g2.30S 12s135f}

100 (13)

avec  la surface spécifique des grains de granulats, le pourcentage des grains de diamètres supérieurs à 5 mm, S le pourcentage des grains de diamètres compris entre 0,315 mm et 5mm, le pourcentage des grains de diamètres compris entre 0,08mm et 0,315 mm et le pourcentage des grains de diamètres inférieurs à 0,08 mm.

Par ce calcul, la surface spécifique est, dans le cas de la présente étude, de 12,2645 m²/kg.

Le module de richesse en liant (M), en climat chaud selon Duriez et al. (1959), est compris entre 3,5 et 3,75 et lié à la teneur en liant par la relation:

(14)

102 La teneur maximale en liant (Pmax) est obtenue en appliquant à la formule (14), la valeur maximale du module de richesse (M_max). La valeur de référence du module de richesse (M_max) en France est de 3,75 (Duriez et al., 1959).

La densité absolue standard des granulats étant de 2,65 et la densité absolue effective des granulats dans nos expériences de 2,69, il s’impose alors une correction à appliquer au calcul de la teneur en liant. Le coefficient correcteur k est classiquement pris égal au rapport de la densité absolue conventionnelle à la densité effective.

Ainsi, la teneur maximale en liant (en pourcentage) corrigée devient alors:

Max Corrigée

.

Mac k P

P   (15)

La teneur minimale en liant et celle corrigée sont également déterminées suivant la même procédure :

Min Corrigée

.

Min k P

P   (16)

A partir des valeurs de PMax et de PMin, les teneurs en liant sont calculées en les considérant comme résultant d’une suite arithmétique dégressive de raison appropriée offrant une résolution convenable de l’intervalle ainsi défini.

3.3.2.2. Composition d’un béton bitumineux

La masse des constituants à introduire dans le moule Marshall, selon la norme NF P98-251-2 pour une gâchée, est de 1200 g. La masse de granulats (MG) est donnée en fonction de P(%) étudiés dans les présents travaux dans les conditions des épreuves techniques prescrites par les cahiers de charges d’autoroute et d’aérodrome.

L’essentiel des prescriptions que nous avons cherché à assouvir figurent dans les Tableaux 3.2 et 3.3 et concernent celles de référence pratiquées dans le cas de l’autoroute Cotonou – Porto-Novo au Bénin.

L’essentiel des prescriptions que nous avons cherché à assouvir figurent dans les Tableaux 3.2 et 3.3 et concernent celles de référence pratiquées dans le cas de l’autoroute Cotonou – Porto-Novo au Bénin.

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