© Charles Lamothe, 2019
Étude du comportement des bétons à retrait compensé
dans des conditions restreintes
Mémoire
Charles Lamothe
Maîtrise en génie civil - avec mémoire
Maître ès sciences (M. Sc.)
Étude du comportement des bétons à retrait compensé
dans des conditions restreintes
Mémoire de maîtrise
Charles Lamothe
Sous la direction de :
Benoît Bissonnette
Marc Jolin
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Résumé
La fissuration causée par le retrait de séchage est une problématique importante dans un contexte de réparation d’ouvrage en béton armé. Pour les bétons de ciment, il s’agit d’un phénomène inévitable qui peut diminuer de façon importante la durée de vie des réparations. Les bétons à retrait compensés (BRC) permettent, avec une cure humide adéquate, de pallier cette difficulté en compensant les efforts engendrés lors de la contraction du matériau par une expansion précoce de l’élément de béton. Cette étude vise à évaluer l’effet d’une restriction déformationnelle sur l’efficacité des BRC à contrer les effets du retrait de séchage. Plus précisément, il s’agit de restreindre les déformations des BRC selon quatre niveaux de renforcement et d’étudier leur comportement déformationnel dans le temps. Ainsi, six mélanges de béton prêt à l’emploi ont été préparés à partir de trois types d’agents expansifs, un Type K, un Type G ainsi qu’un troisième à base d’oxyde de magnésium (MgO); tous les mélanges ont un rapport E/L de 0,50. Ces mélanges ont été élaborés de façon à pouvoir atteindre trois objectifs distincts. Le premier objectif est d’étudier le comportement déformationnel des BRC en conditions restreintes, notamment de quantifier les effets du fluage en compression créé par la restriction lors de l’expansion du béton. Le deuxième objectif est de vérifier quelles sont les déformations subies par les BRC avant même le démoulage afin d’établir s’il est pénalisant de n’amorcer la prise de mesure qu’à la fin de démoulage comme le propose actuellement les essais normalisés. Le troisième objectif vise à enrichir les abaques de l’ACI 223R-10 qui permettent de prédire les déformations d’un élément de béton selon le niveau de renforcement et les résultats obtenus suivant l’essai ASTM C878. Les principales conclusions de l’étude montrent que le fluage en compression des BRC est plus important dans les premiers jours lorsque l’expansion est intense et rapide alors qu’il est de plus faible ampleur lorsque l’expansion est plus lente et d’intensité plus faible. Les mesures déformationnelles débutant lors de contact eau-ciment jusqu’au démoulage, obtenues à l’aide de jauges résistives fixées aux barres d’armature, montrent que les déformations observées durant les premières heures sont faibles comparativement aux expansions maximales observées à la fin de la cure humide. Les abaques ont donc été revisités pour tenir compte du type et du dosage en agent expansif. Les abaques obtenus indiquent que le comportement déformationnel dépend à la fois du type et du dosage d’agent expansif.
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Table des matières
RÉSUMÉ ... II TABLE DES FIGURES... V TABLE DES TABLEAUX ... VIII AVANT-PROPOS ... IX
INTRODUCTION ... 1
CHAPITRE 1 – REVUE DE LA DOCUMENTATION ... 2
1.1–LES CARACTÉRISTIQUES DU BÉTON ... 2
1.1.1 – Macrostructure du béton ... 2
1.1.2 – Microstructure du béton ... 6
1.2–LES DÉFORMATIONS DIFFÉRÉES DU BÉTON ... 7
1.2.1 – Retraits ... 8
1.2.2 – Mécanismes du retrait hydrique ... 11
1.2.3 – Fluage ... 14
1.3–LES BÉTONS À RETRAIT COMPENSÉ ... 18
1.3.1 – Principe d’action des BRC ... 18
1.3.2 – Type d’agents expansifs ... 20
1.3.3 – Outils de conception pour l’utilisation des BRC ... 26
CHAPITRE 2 – OBJECTIFS DE L’ÉTUDE ... 28
CHAPITRE 3 – MÉTHODOLOGIE ... 29
3.1–VARIABLES ÉTUDIÉES ET PROGRESSION D’ESSAIS ... 29
3.2–FORMULATION ET MATÉRIAUX UTILISÉS ... 30
3.2.1 – Ciment... 30
3.2.2 – Granulats ... 31
3.2.3 – Agents expansifs (AE) ... 31
3.2.4 – Acier ... 32
3.2.5 – Mélanges à l’étude ... 33
3.3–DESCRIPTION DES ESSAIS ... 35
3.3.1 – Essais normalisés ... 35
3.3.2 – Essais développés dans le cadre de ce projet ... 36
CHAPITRE 4 – RÉSULTATS EXPÉRIMENTAUX ... 47
4.1–RÉSISTANCES À LA COMPRESSION ... 47
4.2–MODULES ÉLASTIQUES ... 48
4.3–MESURES DES DÉFORMATIONS AU JEUNE ÂGE AVEC JAUGES RÉSISTIVES ... 49
4.4–MESURES DE DÉFORMATIONS PRISES AVEC LE COMPARATEUR DE LONGUEURS ... 54
4.5–EFFET THERMIQUE SUR LES DÉFORMATIONS DU BÉTON ... 60
CHAPITRE 5 – ANALYSE DES RÉSULTATS ... 66
5.1–DÉFORMATIONS À LONG TERME DES BRC ... 66
5.2–ÉTUDE DU FLUAGE DANS LES BRC ... 72
5.3–RACCORDEMENT DES COURBES DES ESSAIS ASTMC878 MODIFIÉS POUR LA MESURE DE DÉFORMATION À COURT ET À LONG TERME ... 87
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CONCLUSION – SYNTHÈSE ET RECHERCHES FUTURES ... 99
PRINCIPALES CONCLUSIONS ... 99
PERSPECTIVES DE RECHERCHE ... 101
RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES... 102
ANNEXE A ... 104
CERTIFICATS ET FICHES TECHNIQUES DES MATÉRIAUX ... 104
ANNEXE B ... 108
DÉTAILS DES CALCULS POUR LE CHOIX DE LA CHARGE MAXIMALE DE CALIBRATION ... 108
ANNEXE C ... 110
COURBES EFFORTS-DÉFORMATIONS OBTENUES LORS DE LA CALIBRATION DES BARRES D’ACIER ... 110
ANNEXE D ... 113
TABLEAUX DES CARACTÉRISTIQUES DES CYLINDRES UTILISÉS POUR LES ESSAIS DE RÉSISTANCE À LA COMPRESSION ET LES MODULES ÉLASTIQUES ... 113
ANNEXE E ... 117
TABLEAUX DES MESURES DE DÉFORMATIONS AVEC LES COMPARATEURS DE MESURES ... 117
ANNEXE F ... 127
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Table des figures
Figure 1 - Développement de la résistance en compression des différents constituants du ciment (Neville and Brooks, 1987) ... 4 Figure 2 - Modèle simplifié de la structure de la pâte de ciment hydraté (Feldman and Sereda, 1968) ... 6 Figure 3 - Évolution du retrait chimique et retrait endogène durant les premières heures après le malaxage (Hammer, 1999) ... 9 Figure 4 - Perte d'eau en fonction de l'humidité relative pour différentes périodes de cure humide (Bisschop, 2003) ... 10 Figure 5 - Représentation d'un capillaire non saturé (Baron, 1982) ... 12 Figure 6 - Représentation microscopique du phénomène de pression de disjonction dans les pores du béton (Baron, 1982) ... 13 Figure 7 - Effet de Gibbs-Bangham (Baron, 1982) ... 13 Figure 8 - Évolution de la contrainte et des déformations pour un essai du fluage en traction direct (Charon, 2003) ... 14 Figure 9 - Évolution du fluage selon une charge modérée [1] ainsi qu'une charge plus intense [2] (Ollivier and Vichot, 2008) ... 15 Figure 10 - Illustration de la relaxation des contraintes de traction causée par le fluage (Blais, 2010) ... 16 Figure 11 - Schématisation des déformations dans un béton à retrait compensé et un béton
ordinaire (Certain, 2012) ... 18 Figure 12 - Schématisation des contraintes dans un béton à retrait compensé et un béton ordinaire soumis à une restriction volumétrique (Certain, 2012) ... 19 Figure 13 - Expansions d'ettringite de grande taille [1] et de petite taille [2] plusieurs jours après le contact eau-ciment (Mehta, 1973) ... 22 Figure 14 - Abaques de l'ACI 223R-10 pour les BRC à base d'agents expansifs de Type K et G (ACI 223R-10, 1998) ... 26 Figure 15 - Photographie des différentes tailles de barres d’acier avec leur diamètre respectif ... 33 Figure 16 - Combinaisons possibles en fonction des agents expansifs et des différentes tailles de barres d'acier ... 34 Figure 17 - Photographie du montage de l’essai ASTM C878 modifié pour l’essai à long terme (barre 1/2 pouce de diamètre) ... 37 Figure 18 - Photographie des réductions de diamètre aux extrémités des barres d'acier... 38 Figure 19 - Photographie du montage de l’essai ASTM C878 modifié utilisant des jauges
résistives ... 40 Figure 20 - Photographie des connexions entre les fils de jauges et le système d’acquisition ... 42 Figure 21 - Montage servant à calibrer les montages contenant les barres d'acier instrumentées . 43 Figure 22 - Graphique des déformations moyennes pour les quatre derniers cycles de chargement en traction en fonction du temps pour les différentes tailles de barres d'acier ... 44 Figure 23 - Résistances à la compression en fonction de l'âge pour les différents mélanges de BRC ... 47 Figure 24 - Modules élastiques en fonction de l'âge pour les différents mélanges de BRC étudiés ... 49
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Figure 25 - Déformations durant les premières heures enregistrées avec les jauges résistives pour le mélange de référence ... 50 Figure 26 - Déformations durant les premières heures enregistrées avec les jauges résistives pour les mélanges K9 et K15 ... 51 Figure 27 - Déformations durant les premières heures enregistrées avec les jauges résistives pour les mélanges G6 et G10 ... 52 Figure 28 - Déformations durant les premières heures enregistrées avec les jauges résistives pour le mélange MgO7 ... 53 Figure 29 - Déformations du mélange de référence pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 55 Figure 30 - Déformations du mélange K9 pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 56 Figure 31 - Déformations du mélange K15 pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 57 Figure 32 - Déformations du mélange G6 pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 58 Figure 33 - Déformations du mélange G10 pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 59 Figure 34 - Déformations du mélange MgO7 pour les essais ASTM C157, ASTM C878 ainsi que pour l’essai ASTM C878 modifié pour des mesures à long terme ... 60 Figure 35 - Variation de la température interne d’un BRC à base d’agent expansif de Type K en fonction du temps ... 62 Figure 36 - Variation de la température interne d’un BRC à base d’agent expansif de Type G en fonction du temps ... 63 Figure 37 - Variation de la température interne d’un BRC à base d’agent expansif utilisant de l’oxyde de magnésium en fonction du temps ... 64 Figure 38 - Schéma des forces présentent dans une éprouvette de retrait restreint lors de la phase expansive des BRC ... 73 Figure 39 - Évolution des déformations des composantes déformationnelles du béton en fonction de l’âge depuis le contact eau-ciment du mélange K9 ... 75 Figure 40 - Évolution des déformations des composantes déformationnelles du béton en fonction de l’âge depuis le contact eau-ciment du mélange K15 ... 76 Figure 41 - Évolution des déformations des composantes déformationnelles du béton en fonction de l’âge depuis le contact eau-ciment du mélange G6 ... 77 Figure 42 - Évolution des déformations des composantes déformationnelles du béton en fonction de l’âge depuis le contact eau-ciment du mélange G10 ... 78 Figure 43 - Évolution des déformations des composantes déformationnelles du béton en fonction de l’âge depuis le contact eau-ciment du mélange MgO7 ... 79 Figure 44 - Comparaison entre l’évolution des déformations des BRC obtenus avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et ceux d’un béton avec un comportement purement élastique pour le mélange K9 ... 81 Figure 45 - Comparaison entre l’évolution des déformations des BRC obtenus avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et ceux d’un béton avec un comportement purement élastique pour le mélange K15 ... 81
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Figure 46 - Comparaison entre l’évolution des déformations des BRC obtenus avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et ceux d’un béton avec un comportement purement élastique pour le mélange G6 ... 82 Figure 47 - Comparaison entre l’évolution des déformations des BRC obtenus avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et ceux d’un béton avec un comportement purement élastique pour le mélange G10 ... 82 Figure 48 - Comparaison entre l’évolution des déformations des BRC obtenus avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et ceux d’un béton avec un comportement purement élastique pour le mélange MgO7 ... 83 Figure 49 - Raccordement des résultats des essais ASTM C878 modifiés permettant
respectivement la mesure des déformations à court et à long terme pour le mélange K9 ... 87 Figure 50 - Raccordement des résultats des essais ASTM C878 modifiés permettant
respectivement la mesure des déformations à court et à long terme pour le mélange K15 ... 88 Figure 51 - Raccordement des résultats des essais ASTM C878 modifiés permettant
respectivement la mesure des déformations à court et à long terme pour le mélange G6 ... 88 Figure 52 - Raccordement des résultats des essais ASTM C878 modifiés permettant
respectivement la mesure des déformations à court et à long terme pour le mélange G10 ... 89 Figure 53 - Raccordement des résultats des essais ASTM C878 modifiés permettant
respectivement la mesure des déformations à court et à long terme pour le mélange MgO7 ... 89 Figure 54 - Estimation de l'expansion d'un élément de béton restreint en fonction de résultats provenant de l'essai ASTM C878 normalisé pour les mélanges avec le Type K en comparaison avec le graphique du guide de l’ACI 223R-10 ... 92 Figure 55 - Estimation de l'expansion d'un élément de béton restreint en fonction de résultats provenant de l'essai ASTM C878 normalisé pour les mélanges avec le Type G en comparaison avec le graphique du guide de l’ACI 223R-10 ... 93 Figure 56 - Estimation de l'expansion d'un élément de béton restreint en fonction de résultats provenant de l'essai ASTM C878 normalisé avec le mélange MgO7 ... 94 Figure 57 - Plages d’estimation d’expansion d’un élément de béton restreint en fonction des résultats provenant de l’essai ASTM C878 normalisé avec l’agent expansif à base de Type K ... 95 Figure 58 - Plages d’estimation d’expansion d’un élément de béton restreint en fonction des résultats provenant de l’essai ASTM C878 normalisé avec l’agent expansif à base de Type G ... 96 Figure 59 - Plages d’estimation d’expansion d’un élément de béton restreint en fonction des trois types d’agents expansifs de l’étude ... 97
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Table des tableaux
Tableau 1.1 - Nomenclature utilisée dans la chimie du béton (Ollivier and Vichot, 2008) ... 3
Tableau 1.2 - Composition typique du ciment Portland (Ollivier and Vichot, 2008) ... 3
Tableau 3 - Présentation des composantes de la microstructure du béton (Ollivier and Vichot, 2008) ... 6
Tableau 4 - Mécanisme d'expansion selon la théorie de la cristallogenèse (Ogawa and Roy, 1982) ... 23
Tableau 5 - Analyses chimiques, compositions minéralogiques et caractéristiques de finesse du ciment ... 30
Tableau 6 - Densités et absorption des granulats ... 31
Tableau 8 - Formulation des mélanges de l’étude (E/L = 0,5) ... 32
Tableau 9 - Diamètres, aires et rapport de section acier/béton des barres d'acier ... 33
Tableau 10 - Valeurs d'absorption, de teneur en eau des granulats, ainsi que l’ajustement en eau de gâchage nécessaire ... 35
Tableau 11 - Temps avant le démoulage selon le type d'agent expansif ... 38
Tableau 12 - Modules élastiques moyens selon le diamètre de barres d’acier instrumentées ... 45
Tableau 12 - Bilans de déformation enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif de Type K ... 67
Tableau 13 - Bilans de contrainte enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif de Type K ... 68
Tableau 14 - Bilans de déformation enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif de Type G ... 68
Tableau 15 - Bilans de contrainte enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif de Type G ... 69
Tableau 16 - Bilans de déformation enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif à base d’oxyde de magnésium ... 69
Tableau 17 - Bilans de contrainte enregistrés dans les essais ASTM C878 modifiés pour le mélange avec agent expansif à base d’oxyde de magnésium ... 70
Tableau 18 - Rapport entre les déformations mesurées avec les essais ASTM C878 modifiés (viscoélastique) et les déformations théoriques purement élastiques (Viscoélastique/Purement élastique) ... 84
Tableau 19 - Rapport entre les déformations de fluage et les déformations libres en fonction du dosage en agent expansif ainsi que du niveau de renforcement (7 jours après le contact eau-ciment) ... 85 Tableau 20 - Déformations obtenues avec les jauges résistives au démoulage ainsi que rapport entre les déformations au démoulage et l’expansion maximale pour tous les mélanges à l’étude 90
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Avant-propos
Pour commencer, je désire remercier mon directeur de recherche, monsieur Benoît Bissonnette, pour ses judicieux conseils, son expertise dans le domaine des bétons de réparation ainsi que pour le plaisir que j’ai eu à le côtoyer. Il a été plus qu’un directeur à qui l’on rapporte et discute des résultats de la recherche. En effet, il a été un mentor, un conseillé et même un ami. Avec lui, j’ai été capable d’évoluer autant d’un point de vue professionnel que du côté humain. Je garderai toujours un excellent souvenir de notre sympathique complicité, même si j’ai souvent été la victime de ses nombreuses farces ! Je tiens également à remercier toute l’équipe du CRIB. Il y a Lyne Dupuis, avec qui j’ai eu plusieurs intéressantes discussions en plus d’avoir pu profiter de son aide pour l’organisation des « Fêtes de Noël » du CRIB. Il y a aussi les professionnels et techniciens de laboratoire, sans qui je n’aurais jamais pu compléter la phase expérimentale de ma recherche. Parmi ceux-ci, je remercie spécialement Mathieu Thomassin, Pierre-André Tremblay, Jean-Daniel Lemay ainsi que René Malo pour m’avoir fait vivre de beaux moments autant dans le laboratoire qu’à l’extérieur, soit au Pub Universitaire, au Café Fou AELIÉS ou même à la cafétéria du Costco.
Mes remerciements ne seraient complets sans une mention spéciale à mes collègues de bureau et même à ceux des bureaux aux alentours qui ont dû m’endurer pendant près de deux ans. Je remercie tous ces étudiants avec qui j’ai pu créer de belles amitiés et pour une certaine, beaucoup plus. Que ce soit lors de « partys » étudiants, lors de rencontres à l’extérieur du campus ou simplement au bureau, ils ont toujours su être là pour m’appuyer que ce soit pour mon projet, pour discuter de tout et de rien, mais surtout pour tolérer les multiples niaiseries que j’ai été capable de faire durant ces cinq sessions. Encore une fois merci à tous.
Pour terminer, je tiens à remercier ma plus grande source de soutien. En effet, je remercie ma famille pour son appui autant moral que financier. C’est grâce à eux si j’ai pu passer à travers toutes les étapes me permettant de terminer ma maîtrise. En dernier lieu et du plus profond de mon cœur, je remercie ma copine, Roxanne Ouellet, que j’ai rencontrée durant cette maîtrise pour m’avoir appuyé et conseillé et pour m’avoir fait vivre tant de beaux moments.
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Je termine en disant que, bien que ce projet de recherche ait été une épreuve parfois ardue, ce fût fort agréable d’arriver à la fin de cette maîtrise en ayant côtoyé des gens autant passionnés que compétents. Merci à tous !
1
Introduction
Au Québec, la majorité des structures et ouvrages d’art en béton armé a été construite au cours des années 1950-1970. À cette époque, les propriétés mécaniques du béton étaient très souvent mises de l’avant au détriment de l’aspect durabilité. Cette philosophie de conception est adéquate pour assurer le respect des états limites à l’ultime et en service à court terme. Toutefois, avec les années, plusieurs ouvrages montrent de graves signes de dégradations causés par le vieillissement des matériaux, des mauvaises conceptions ainsi que par l’attaque d’agents chimiques externes. Pour corriger la situation, deux solutions sont envisageables, soit la réparation ou la reconstruction des ouvrages endommagés. La reconstruction, qu’elle soit partielle ou complète, est coûteuse et nécessite beaucoup de temps avant de pouvoir remettre l’ouvrage en service. La réfection d’une structure vise principalement à arrêter, ou du moins ralentir, la détérioration de l’ouvrage. Elle est souvent moins coûteuse et plus rapide que la reconstruction. Cependant, la réfection d’une structure existante implique qu’il doit y avoir une compatibilité entre le matériau en place et celui de réparation. Les nombreuses réparations inefficaces des dernières années ont poussé les ingénieurs à considérer davantage la compatibilité des matériaux lors de l’élaboration de devis de réparation pour des structures en béton. De ce fait, la notion de comptabilité déformationnelle a fait l’objet de beaucoup de recherches. Effectivement, de manière à assurer la pérennité d’une réparation, il incombe de choisir un matériau de réparation avec un bilan déformationnel nul ou légèrement positif. Une solution qui s’est montrée efficace est l’utilisation d’un béton à retrait compensé. En compensant le retrait de séchage par une expansion du béton au jeune âge, on obtient un bilan de déformations approximativement nul. De ce fait, l’utilisation d’agents expansifs est, en théorie, une de solution efficace pour des réparations durables. Toutefois, en pratique, plusieurs paramètres ont une influence sur la capacité d’un BRC à compenser efficacement le retrait de séchage, tel que le dosage en agent expansif, le type d’agent expansif ou encore la restriction déformationnelle. Ce projet s’intéresse à l’influence des paramètres précédents sur la capacité des BRC à compenser efficacement le retrait de séchage.
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Chapitre 1 – Revue de la documentation
Ce chapitre a pour but de faire un rappel des notions de base relatives aux caractéristiques du béton, aux déformations différées du béton et aux BRC. Les éléments traités dans ce chapitre sont nécessaires à la compréhension de l’analyse des résultats ainsi qu’aux conclusions apportées, présentées plus loin dans ce document.
1.1
–Les caractéristiques du béton
1.1.1 – Macrostructure du béton
D’un point de vue macroscopique, le béton est composé d’un mélange de gros granulats et de granulats fins assemblés par une pâte cimentaire. Il s’agit de la façon la plus économique et réaliste d’utiliser les roches trouvées un peu partout autour de nous. En effet, si c’était possible, le bâtiment serait taillé directement dans la roche de façon à obtenir une structure solide et très peu perméable. Toutefois, cette méthode n’est pas réellement réalisable d’un point de vue pratique. Ainsi, des granulats sont donc reliés les uns aux autres par une pâte cimentaire de manière à obtenir un matériau rigide, nommé le béton. Pour en assurer la qualité du béton, chacun de ses constituants doit être choisi avec précaution. Il est donc impératif de survoler chaque composant afin de bien comprendre leurs particularités respectives.
Les granulats
Les granulats du béton se divisent en deux groupes de tailles distinctes. Les plus petits sont appelés « granulats fins » alors que les plus gros sont appelés « gros granulats ». Généralement, le sable naturel est utilisé dans les bétons en raison de sa grande disponibilité. La plage de diamètre pour les granulats fins est comprise entre 60 µm et 5 mm (Neville, 2013). Du côté des gros granulats, plusieurs types sont utilisés, par exemple le calcaire ou le granite. Les tailles de gros granulats sont habituellement comprises entre 5 mm et 20 mm, mais peuvent aller jusqu’à 150 mm pour certains bétons spéciaux (McGrath, 2011). Étant donné que les granulats constituent environ 60 à 75% du volume total du béton et qu’ils influencent grandement la résistance du béton, il est important de choisir des granulats adaptés à l’utilisation du béton ainsi que d’opter pour une granulométrie continue.
3 La pâte de ciment
La pâte de ciment joue le rôle de colle dans le béton. Celle-ci résulte de la réaction entre le liant et l’eau. Le dosage entre ces deux éléments impacte grandement la qualité de la pâte obtenue. Il est commun de l’appeler le rapport eau/liant. À noter que pour l’ensemble de ce document, l’appellation liant fait référence au ciment Portland et aux différents agents expansifs utilisés dans ce projet de recherche. Le ciment Portland consiste en une poudre très fine composée majoritairement de quatre éléments ayant chacun un rôle important dans la formation de la pâte de ciment hydratée. Avant d’entrer dans le détail de ces constituants du ciment, il serait important de préciser que, dans le cadre de la recherche sur le béton, une nomenclature bien spéciale est fréquemment utilisée afin de raccourcir les formules chimiques utilisées. Cette nomenclature est présentée dans le Tableau 1.1, ci-dessous.
Tableau 1.1 - Nomenclature utilisée dans la chimie du béton (Ollivier and Vichot, 2008)
Abréviations utilisées Symbole chimique classique
C CaO S SiO2 A Al2O3 F Fe2O3 M MgO H H2O
Les abréviations précédentes seront utilisées dans l’entièreté de ce document afin d'en rendre plus simple la lecture. Le Tableau 1.2 présente les principaux constituants du ciment, leur notation cimentaire ainsi que leur proportion en termes de masse par rapport à la masse totale du ciment.
4
Les proportions massiques montrées dans le tableau précédent n’ont pas été déterminées de façon aléatoire. Les constituants C3S et C2S jouent un rôle important dans le
développement de la résistance en compression du béton. C’est pour cette raison que ces deux composantes forment habituellement entre 70 et 85% de la masse du ciment Portland. Les C3S ont majoritairement un impact sur les résistances du béton à court ou moyen terme
(du contact eau/ciment à environ 28 jours) alors que les C2S influencent les résistances du
béton à long terme (après 28 jours). Ces effets sont montrés sur la Figure 1, où les courbes indiquent le développement de la résistance des constituants du ciment (Neville and Brooks, 1987).
Figure 1 - Développement de la résistance en compression des différents constituants du ciment (Neville and Brooks, 1987)
Le C3S gagne en résistance beaucoup plus rapidement que les autres constituants. C’est en
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Toutefois, à long terme, les gains de résistances sont surtout attribués au C2S. (Zhang and
Napier-Munn, 1995).
L’eau et l’air dans le béton
Les granulats et la pâte cimentaire sont souvent montrés comme étant les deux principaux éléments du béton. Toutefois, il ne faut pas oublier de mentionner que, dans le béton durci, il y a des pores remplis d’air, de l’eau ayant réagi avec le ciment ainsi que de l’eau libre. La porosité ainsi que l’eau présente dans le béton impliquent des phénomènes de très petite échelle dans le béton qui seront décrites dans la section 1.1.2, consacrée sur la microstructure.
Les adjuvants, ajouts cimentaires et agents expansifs
De nombreux produits sont utilisés de manière à modifier le comportement rhéologique, la teneur en air, la durabilité ainsi que les propriétés mécaniques du béton. Parmi les plus utilisés, on dénote les agents entraîneurs d’air servant à fractionner les grosses bulles d’air en de petits réseaux de bulles plus fines, les superplastifiants qui diminuent la quantité d’eau nécessaire pour une même maniabilité, les accélérateurs/retardateurs de prise qui influencent la cinétique de la prise selon les conditions du chantier ainsi que les ajouts à réaction pouzzolanique ou potentiellement hydraulique (fumée de silice, cendres volantes et laitier de hauts-fourneaux) qui diminue la porosité du béton ainsi que ses propriétés mécaniques.
Il existe également des agents réducteurs de retrait ainsi que des agents expansifs qui influencent le comportement déformationnel du béton. Les agents réducteurs de retrait diminuent la perte de volume causée par le séchage alors que les agents expansifs causent une augmentation de volume dans le béton au jeune âge servant à compenser le retrait de séchage subséquent. Étant donné que les agents expansifs sont au cœur de cette étude, le mécanisme derrière l’expansion ainsi que les différents types d’agents expansifs seront décrits, de manière plus détaillée, dans la section 1.3 consacrée aux bétons à retrait compensé.
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1.1.2 – Microstructure du béton
La microstructure du béton est complexe, mais sa compréhension est essentielle pour bien connaître le comportement déformationnel du béton. Le Tableau 3 présente les différents éléments de la microstructure du béton, une brève description ainsi que les particularités qui leurs sont attachés.
Tableau 3 - Présentation des composantes de la microstructure du béton (Ollivier and Vichot, 2008)
Du tableau précédent, on constate que le béton durci est en fait un amalgame de petits cristaux et de gel. La composante la plus importante de la microstructure du béton est le gel sous la forme de feuillet de C-S-H. C’est celui-ci qui apporte la rigidité ainsi que la résistance au béton. Étant donné leur grande importance, plusieurs efforts ont été déployés afin de schématiser les feuillets de C-S-H dans la microstructure dans le béton. La Figure 2 présente un modèle simplifié régulièrement utilisé pour représenter les feuillets ainsi que l’eau liée ou adsorbée.
7
La portlandite, sous la forme de gros cristaux, est un élément faible du béton d’un point de vue durabilité. En effet, ces cristaux, qui consistent en des résidus de la réaction des C2S et
des C3S avec l’eau, sont facilement solubles ce qui laisse place à plusieurs désordres dans
le béton par la suite.
Les aluminates de calcium (C3A) réagissent très rapidement avec l’eau de gâchage pour
former de l’ettringite (Aft). Afin de diminuer la vitesse de réaction du C3A et empêcher
une prise éclaire, le gypse est ajouté au clinker. De ce fait, les aluminates de calcium réagissent avec l’eau et le gypse pour former, plus lentement, de l’ettringite qui réagit également avec l’eau pour former des monosulfoaluminates (Afm). La réaction du C4AF
est similaire à celle décrite précédemment. Toutefois, le fer des C4AF influe également la
couleur du béton (Young, 1986).
Lorsqu’il est question de la microstructure des bétons, il est impératif de discuter de la porosité ainsi que des différentes formes d’eau à l’intérieur du béton durci. Le béton contient principalement deux types de pores, les pores capillaires (macropores et mésopores) ainsi que les pores d’hydrates (micropores). Les pores capillaires sont des vides laissés par l’eau de gâchage n’ayant pas réagi avec le ciment alors que les pores d’hydrates sont des vides à l’intérieur des produits d’hydratation (Ollivier and Vichot, 2008). Concernant l’eau dans le béton, celle-ci existe sous trois formes dans le béton durci. Il y a l’eau ayant réagi avec le ciment pour former les produits d’hydratation (l’eau non disponible), l’eau adsorbée sur les parois des gels C-S-H ainsi que l’eau présente dans la solution interstitielle (eau libre). Pour cette étude, l’eau adsorbée ainsi que l’eau libre sont d’un intérêt tout particulier étant donné qu’elles jouent un rôle important dans les différents mécanismes du retrait qui seront discutés à la section 1.2.2.
1.2
–Les déformations différées du béton
Lorsqu’il est question des déformations que peut subir le béton, on dénote deux types distincts. Il y a celles dites instantanées, se produisant directement en réponse à une force externe appliquée sur le béton, ou encore celles différées correspondant aux déformations à long terme. Le premier type implique surtout les déformations élastiques engendrées par le poids propre de l’élément, les charges d’utilisation ou encore en raison de gradients thermiques. Pour ce qui est des déformations différées, celles-ci proviennent de plusieurs
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phénomènes et ont une influence marquée sur la dégradation des ouvrages après plusieurs années. Dans le cadre de ce travail, le retrait et le fluage seront considérés comme les principales causes de déformations différées.
1.2.1 – Retraits
Le phénomène de retrait consiste en la contraction du matériau sans chargement externe. Le retrait ne cause pas de problème lorsque l’élément de béton est sans restriction, donc libre de se déformer. Cependant, lorsque le changement de volume du béton est restreint, des efforts de traction sont générés à l’intérieur du béton. Le béton possédant une résistance relativement faible en traction (environ 10% de sa résistance en compression (McGrath, 2011)), les efforts de traction causés par le retrait peuvent engendrer de la fissuration avant même la mise en service. Les causes du retrait sont multiples. Il devient donc utile de distinguer les différents types de retrait en fonction des différents mécanismes impliqués.
Retrait plastique
Avant que le durcissement commence, lorsque le béton peut encore s’affaisser sur lui-même. Durant cette phase, des flux d’eau se produisent entre le cœur et la surface du béton. Plus précisément, l’eau migre du cœur jusqu’à la surface. Ce phénomène s’appelle le ressuage. Toutefois, en fonction des conditions d’expositions de l’élément de béton, il arrive que le taux d’évaporation de l’eau en surface soit plus élevé que le taux de ressuage d’eau provenant de l’intérieur de l’élément (Swayze, 1942). Il y a donc une diminution de la teneur en eau du béton près de la surface se traduisant en une augmentation de la tension capillaire. La résistance du béton étant relativement faible au jeune âge, les tensions capillaires peuvent excéder la résistance du béton, créant alors de la fissuration en surface. La fissuration du retrait plastique est facilement reconnaissable en raison d’une ouverture prononcée et régulière à la surface du béton (Haouas, 2007).
Contraction Le Chatelier
La contraction Le Chatelier, aussi appelée retrait chimique, est causée par l’hydratation du ciment. En effet, lorsque le ciment réagit avec les molécules d’eau pour former des hydrates, il y a un déficit volumétrique entre les réactifs et le produit de réaction. Plus précisément, le volume des réactifs (ciment et l’eau) est plus grand que le volume des produits obtenus à la fin de la réaction (les hydrates). Plusieurs études portant sur l’analyse
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du déficit volumétrique de l’hydratation du ciment montre que le volume total des hydrates produits est approximativement inférieur de 8 % par rapport au volume initial des réactifs anhydres et de l’eau (Boivin et al., 1999).
Retrait d’autodessication
Le retrait d’autodessication découle du phénomène de la contraction Le Chatelier. Celui-ci résulte de la présence de vides occasionnés dans le matériau durci par le déficit volumétrique de l’hydratation du ciment. À la suite de l’hydratation, il y a un phénomène de désaturation des pores qui sont, au départ, remplis d’eau. Le dessèchement interne du béton engendre une augmentation des tensions capillaires et donc la contraction de l’élément (Blais, 2010). Lorsque le béton est encore à l’état plastique, il accommode la contraction Le Chatelier en s’affaissant sur lui-même. Lorsque le béton durcit, la rigidité de sa microstructure s’oppose à la contraction macroscopique de l’élément. C’est pour cette raison que la contraction absolue (Le Chatelier) n’est plus égale à la contraction apparente lorsque le béton commence son durcissement (Boivin et al., 1999). La Figure 3 montre bien comment la contraction Le Chatelier se poursuit avec un comportement quasi linéaire alors que le retrait d’autodessication subit un ralentissement important après environ cinq heures. Il est à noter que le point de séparation des deux courbes (cinq heures suivant le contact eau-ciment) correspond à la prise initiale du béton.
Figure 3 - Évolution du retrait chimique et retrait endogène durant les premières heures après le malaxage (Hammer, 1999)
10 Retrait de séchage
Lorsque le béton durci est exposé à l’air et à l’humidité ambiant après le murissement, il est sujet au séchage (dessiccation). Celui-ci se manifeste par une perte d’eau par évaporation en raison d’un déséquilibre entre l’humidité ambiante et celle à l’intérieur du béton. Ce différentiel d’humidité engendre un mouvement de l’eau vers l’extérieur du béton par évaporation (Neville, 2013). Ainsi, le déficit d’eau créé se traduit par des tensions capillaires, entraînant une contraction macroscopique du béton. Ce type de retrait est souvent le plus critique pour les ouvrages étant exposés à des conditions extérieures, car il n’est pas rare de retrouver des humidités relatives basses causant de grands déséquilibres hygrométriques. La Figure 4 permet d’observer qu’à une humidité relative ambiante de 100%, la perte d’eau est nulle étant donné qu’il y a un équilibre entre l’humidité ambiante et celle du béton.
Figure 4 - Perte d'eau en fonction de l'humidité relative pour différentes périodes de cure humide (Bisschop, 2003)
Plus l’humidité relative ambiante s’éloigne de l’humidité du béton, plus la perte est grande. En effet, en passant d’une humidité relative de 90% à 70%, on multiplie par six la perte d’eau de l’élément de béton (Bisschop, 2003). La Figure 4 permet également de remarquer que l’âge du béton influence sa perte d’eau. Avec le vieillissement, le béton se montre de moins en moins affecté par le déséquilibre hygrométrique. Afin de corréler le retrait de séchage en fonction de la taille de l’élément, il est commun d’utiliser le rapport
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Aire/Volume. (L'Hermite, 1978). Effectivement, le retrait de séchage augmente avec le rapport Aire/Volume.
Il arrive parfois, en fonction du type d’ouvrage, qu’un élément soit soumis à des conditions d’humidités relatives différentes suivant les faces exposées. Il y a alors développement d’une distribution d’humidité non uniforme dans la pièce. Ce différentiel d’humidité se manifeste par des variations de contraintes d’une extrémité à l’autre de la pièce. Ce phénomène est fréquent dans les dalles sur sol avec une humidité relative relativement élevée. Lors des journées où l’humidité relative de l’air est basse (gradient d’humidité élevé), l’élément de béton cherche à se contracter dans le haut et à s’étirer dans le bas. On se retrouve ainsi avec une flexion vers le haut de la pièce se traduisant par des efforts de traction dans le bas de la pièce qui peuvent mener à de la fissuration. Ce phénomène s’appelle la cambrure.
Il est à noter que le retrait de séchage n’est pas un phénomène dommageable pour un béton libre de pouvoir se déformer. Toutefois, en pratique, un élément de béton n’est jamais réellement libre de pouvoir se déformer. En effet, les changements volumétriques du béton sont presque toujours restreints. La fissuration causée par le retrait restreint sera décrite plus en détail dans la section 1.3.1 portant sur le principe d’action des bétons à retrait compensé.
1.2.2 – Mécanismes du retrait hydrique
Le retrait de séchage étant particulièrement dommageable, il importe d’étudier en profondeur les mécanismes qui interviennent dans la microstructure. Il existe actuellement trois mécanismes permettant de comprendre comment se produit le retrait de dessiccation.
Variations de la pression capillaire
Le premier mécanisme traduit l’autodessication à l’intérieur de la porosité capillaire. En effet, la migration de l’eau vers l’extérieur de l’élément de béton engendre l’apparition d’un volume gazeux et de ménisques à l’interface solide-liquide au sein de la porosité capillaire (Certain, 2012). La Figure 5 ici-bas montre une représentation schématique du ménisque à l’interface solide-liquide.
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Figure 5 - Représentation d'un capillaire non saturé (Baron, 1982)
Ces ménisques engendrent des forces de traction dans la phase liquide, créant ainsi des forces de compression dans la phase solide et de des forces de traction perpendiculaires aux parois des pores (Grazia, 1999). Avec la progression du séchage, la taille des pores pour lesquels se forment des ménisques diminue, causant une diminution de l’humidité relative et donc une augmentation de la dépression capillaire.
Variations de la pression de disjonction
Ce phénomène se produit dans les nanopores de gels d’hydrates, aux endroits où les feuillets de C-S-H sont relativement rapprochés. Les C-S-H tendent à adsorber l’eau à leur surface. Lorsqu’il n’y a plus d’espace disponible entre les feuillets, ces derniers tendent à s’éloigner pour permettre l’absorption de nouvelles couches d’eau. Toutefois, lorsque l’humidité relative diminue, les molécules d’eau se désorbent, rapprochant ainsi les feuillets de C-S-H et créant une contraction du matériau. Cet effort qui pousse ou rapproche les feuillets de C-S-H en fonction des variations d’humidités relatives se nomme la pression de disjonction (Certain, 2012). La Figure 6 montre comment la géométrie des pores affecte la pression engendrée sur les parois.
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Figure 6 - Représentation microscopique du phénomène de pression de disjonction dans les pores du béton (Baron, 1982)
Il est à noter qu’entre 80% et 100% d’humidité relative, les effets de contraction sont faibles (Ferraris and Wittmann, 1987).
Variations de la tension superficielle (Effet de Gibbs-Bangham)
Le dernier mécanisme provient des efforts entre l’eau adsorbée et la surface des feuillets de C-S-H. La quantité de molécules d’eau adsorbée à la surface des C-S-H influence l’intensité des tensions de surface. Effectivement, les forces de liaisons entre la surface des C-S-H et les molécules d’eau augmentent lorsque la quantité de molécules d’eau diminue. Avec l’avancement du séchage du béton, la surface des C-S-H retient fortement le peu de molécules d’eau adsorbée. Il en résulte la contraction des surfaces des hydrates, créant ainsi le retrait de l’élément de béton (Hua, 1995). La Figure 7 montre schématiquement de quelle façon la désorption de molécules d’eau augmente la tension de surface des produits d’hydratation.
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Lorsque la quantité d’eau adsorbée à la surface des C-S-H augmente, les forces d’attraction entre les particules d’eau diminuent ce qui réduit aussi la tension de surface sur le feuillet. Il a été déterminé que l’effet est de faible intensité pour des humidités relatives supérieures à 40% (Hua, 1995). Il faut donc des conditions sévères de séchage pour que ce mécanisme entraîne le retrait de l’élément de béton.
1.2.3 – Fluage
Le fluage consiste sommairement en l’augmentation de la déformation au-delà de la déformation élastique pour un chargement constant. Il s’agit d’un phénomène à caractère réversible. Pour des cas de chargements allant de faibles à modérés, ce phénomène n’est habituellement pas considéré comme pouvant mener à la rupture de l’élément, mais plutôt pris en compte lors des calculs aux états limites d’utilisation en raison de déformations excessives que celui-ci peut engendrer (Charon, 2003). La Figure 8 montre comment le fluage influence le comportement déformationnel d’un élément de béton soumis à un chargement constant.
Figure 8 - Évolution de la contrainte et des déformations pour un essai du fluage en traction direct (Charon, 2003)
Lorsque le chargement est appliqué, le matériau réagit immédiatement avec une déformation élastique. Cependant, à mesure que la charge est maintenue, l’élément continue de se déformer sans que la contrainte soit augmentée. Le temps n’est, toutefois, pas le seul acteur à influencer l’intensité des déformations causées par le fluage du béton. L’intensité du chargement influence également la courbe de déformations de fluage. La
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Figure 9 présente deux types de comportements de fluage en fonction de l’intensité de la charge appliquée.
Figure 9 - Évolution du fluage selon une charge modérée [1] ainsi qu'une charge plus intense [2] (Ollivier and Vichot, 2008)
L’application d’une charge faible à modérée (Courbe 1) produit une augmentation importante des déformations en début de chargement qui finit par se stabiliser dans le temps. D’autre part, lorsque le chargement est suffisamment élevé (Courbe 2), le phénomène de fluage se complexifie en trois phases. La courbe de déformation de la première phase est semblable à celle du fluage pour des charges faibles. Pour ce qui est de la deuxième phase, au lieu de se stabiliser, la courbe de déformations subit une légère diminution de pente et semble se rapprocher d’un comportement linéaire. La troisième phase se manifeste comme une accélération du rythme des déformations par rapport au fluage secondaire. Cette troisième phase, dans le cas où aucune action n’est entreprise pour l’atténuer, peut amener à la rupture de l’élément de béton (Ollivier and Vichot, 2008). Le phénomène de fluage peut aussi être bénéfique pour le béton. Par exemple, lorsque le béton est soumis à une charge prolongée en traction, les déformations causées par le fluage en traction s’opposent à celles du retrait de séchage. Ainsi, le fluage en traction peut avoir un effet de soulagement sur les contraintes amenées par le retrait. La Figure 10 montre comment l’effet de relaxation du fluage permet de réduire la contrainte en traction du béton (Blais, 2010).
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Figure 10 - Illustration de la relaxation des contraintes de traction causée par le fluage (Blais, 2010)
Le phénomène de fluage se divise en deux types, soit le fluage propre et celui de dessiccation. Le premier concerne les déformations du béton chargé sans qu’il y ait échange d’humidité avec l’extérieur alors que le deuxième type consiste en le fluage survenant lors du séchage du béton. Dans le cadre de ce projet de recherche, les spécimens seront exposés aux deux types, selon qu’ils subissent une cure humide (fluage propre seulement) ou lorsqu’ils sont exposés à l’air ambiant (fluage propre et fluage de dessiccation). Afin de ne pas complexifier davantage l’étude, lors de l’exposition à l’air ambiant des spécimens, les deux types de fluage seront étudiés comme un seul paramètre. En fonction de la durée du chargement, deux théories permettent de décrire comment se produit le fluage dans la pâte cimentaire, soit la migration de l’eau pour le fluage à court terme et l’écoulement visqueux pour le fluage à long terme.
La théorie de la migration de l’eau implique que la pâte de ciment hydratée se comporte comme un gel rigide contenant des espaces remplis d’eau. Lorsque le béton est soumis à un chargement, la phase liquide contenue dans les pores de gel est expulsée sous l’effet de la charge vers une zone de moindre pression, par exemple les pores capillaires. Les déformations de fluage sont donc causées par ce déplacement d’eau interne ainsi que par le transfert de contraintes de la phase liquide vers le squelette cimentaire (Lynam, 1934). Il est à noter que la pression supportée par l’eau diminue graduellement ce qui explique pourquoi l’intensité du fluage diminue avec le temps. De plus, le caractère réversible du fluage est dû à la tendance du matériau à vouloir rétablir l’équilibre hydromécanique qui existait avant l’application de la charge (Neville, 2013). Les déformations résiduelles du béton sont causées par la formation de nouveaux liens entre les hydrates ainsi qu’à une
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possible modification du squelette cimentaire causée par l’hydratation du matériau qui se produit en parallèle au fluage (Wittmann, 1982).
La théorie de l’écoulement visqueux propose comme hypothèse que la pâte cimentaire se comporte comme un liquide très visqueux. De ce fait, les feuillets d’hydrates subissent des mouvements de glissements relatifs sous l’effet du chargement. Dans cette théorie, l’eau joue un rôle secondaire. En effet, elle sert de lubrifiant aux feuillets dans leurs mouvements de cisaillement. Durant ces déplacements, il y a une dislocation des liaisons transversales des particules solides ce qui vient, à l’échelle macroscopique, créer des déformations de l’élément sous chargement (Hansen, 1960). Le taux dégressif du fluage est expliqué par le fait que l’avancement de l’hydratation augmente le caractère visqueux de la pâte ce qui diminue les glissements relatifs des hydrates. Le mécanisme de dislocation entre les feuillets de C-S-H est souvent comparé à celui survenant entre les grains de métaux polycristallins (Gordon, 1968).
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1.3
–Les bétons à retrait compensé
1.3.1 – Principe d’action des BRC
Afin de bien comprendre le mode d’action des bétons à retrait compensé, il est important de comprendre de quelle façon les agents expansifs interviennent dans le bilan déformationnel du béton. La Figure 11 présente une comparaison entre les courbes des changements volumétriques attendues pour un béton ordinaire et pour un béton à retrait compensé.
Figure 11 - Schématisation des déformations dans un béton à retrait compensé et un béton ordinaire (Certain, 2012)
Dans le cas d’un béton ordinaire, celui-ci subit très peu de déformations durant sa période de murissement. Toutefois, lorsque l’élément de béton termine sa période de cure et se retrouve ainsi exposé à l’air ambiant (humidité relative inférieure à 100%), le béton se contracte sous l’action du retrait de séchage. La contraction du matériau est prononcée lors des premiers jours de séchage, mais elle ralentit à mesure que l’humidité relative du béton se rapproche de celle de l’air ambiant. Il faut noter que pour des éléments de tailles importantes, le déséquilibre d’humidité relative peut exister sur l’ensemble de la vie utile de l’ouvrage en béton. Pour ce qui est du béton à retrait compensé, durant la période de murissement humide, le béton subit un gonflement causé par la réaction des agents expansifs avec l’eau. Lors de l’exposition à l’air ambiant, de la même façon que le béton ordinaire, le BRC subit une contraction causée par le retrait de séchage. Cependant, lorsque le dosage en agent expansif est adéquatement sélectionné, l’expansion subit lors de la cure
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humide permet de contrebalancer la contraction engendrée par le retrait de séchage. Ainsi, l’élément de béton se retrouve avec un bilan de déformations presque nul signifiant que le béton retrouve sa taille initiale. Il est important de noter qu’un bilan de déformations nul, à lui seul, n’explique pas comment le phénomène de fissuration causée par le retrait de séchage est atténué. En effet, il faut également faire intervenir la notion de contraintes à l’intérieur du béton. La Figure 12 présente la comparaison entre les efforts générés dans un béton ordinaire et un BRC lorsque ceux-ci sont soumis à des restrictions volumétriques.
Figure 12 - Schématisation des contraintes dans un béton à retrait compensé et un béton ordinaire soumis à une restriction volumétrique (Certain, 2012)
Dans le cas du béton ordinaire, étant donné que très peu de déformations surviennent lors de la période de murissement humide, très peu d’efforts en lien avec les déformations restreintes surviennent lors de cette phase. Toutefois, lorsque le béton se voit affecté par le retrait de séchage, celui-ci tend à vouloir se contracter. Lorsque cette contraction est restreinte, il se créer des efforts de traction à l’intérieur du béton. À mesure que le retrait en conditions restreintes se poursuit, les efforts de traction augmentent à l’intérieur du béton. Ce dernier ayant une faible résistance à la traction (particulièrement au jeune âge), les efforts de traction à l’intérieur du béton finissent par dépasser sa résistance en traction (Courbe bleue), résultant en la fissuration de l’élément de béton. Dans le cas des BRC, l’action compensatrice du retrait provient du fait que l’expansion survenant durant la
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période de murissement est restreinte. Ainsi, se créer des contraintes de compression à l’intérieur de l’élément. C’est cette précontrainte chimique qui permet de soulager les efforts de traction qui vont survenir lors du retrait de séchage. Un dosage adéquat en agent expansif permet ainsi d’obtenir un béton qui, même après une période de séchage prolongée, possède toujours une part de sa précontrainte chimique obtenue lors de son expansion restreinte.
1.3.2 – Type d’agents expansifs
Il existe plusieurs types d’agents expansifs. Certains sont déjà pré-mélangés (ciments expansifs) au ciment alors que d’autres sont à ajouter pendant le malaxage (agents expansifs). Étant donné que les ciments pré-mélangés demandent des silos supplémentaires dans les usines à béton, les agents expansifs ajoutés séparément sont ainsi souvent préférés par les fournisseurs de béton. Ces derniers seront donc ceux étudiés dans le cadre de ce projet de recherche.
Agents expansifs à base d’aluminate et de sulfates
Il existe trois types d’agents expansifs à base d’aluminate (C845/C845M, 2004) :
• Type K : agent expansif à base de sulfoaluminate de calcium (𝐶3𝐴3𝑆̅), de sulfate de
calcium et d’oxyde;
• Type M : agent expansif à base d’aluminate de calcium (𝐶𝐴) et de sulfate de calcium;
• Type S : agent expansif à base d’aluminate tricalcique (𝐶3𝐴) et de sulfate de calcium;
À noter que, parmi les agents expansifs présentés précédemment, seul le type K sera étudié. En effet, les types M et S, à la suite de la réaction, génèrent des problèmes de vulnérabilité du béton envers les attaques aux sulfates. Pour cette raison, ces types d’agents expansifs ne sont plus manufacturés commercialement (Blais, 2010).
La formule suivante permet de comprendre comment le sulfoaluminate de calcium, ainsi que d’autres composés à base de calcium servant à stabiliser la réaction, réagit lorsqu’il est introduit comme remplacement cimentaire.
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𝐶3𝐴3𝑆̅ + 8𝐶𝑆̅ + 6𝐶 + 96𝐻 → 3𝐶6𝐴𝑆̅3𝐻32 (1.7)
On remarque que les constituants du Type K se lient avec les molécules d’eau du béton afin de créer de l’ettringite (𝐶6𝐴𝑆̅3𝐻32). C’est cette ettringite qui génère des contraintes d’expansion dans le béton. Deux modèles permettent d’expliquer les mécanismes d’expansion derrière l’hydratation des sulfoaluminates de calcium. Le premier consiste en le gonflement de l’ettringite par absorption d’eau (Mehta and Wang, 1982) alors que la deuxième est en lien avec la cristallisation de l’ettringite (Ogawa and Roy, 1982).
Théorie du gonflement
La théorie du gonflement fait appel à un mécanisme similaire à celui se produisant dans la réaction alcalis-granulats, c’est-à-dire la création d’un gel qui induit des pressions sur son environnement (Mehta and Wang, 1982). Dans le cas du Type K, le responsable du gonflement est l’ettringite. En effet, durant la réaction entre le ciment, l’agent Type K et l’eau, la solution se retrouve saturée en chaux. Ceci vient ralentir la dissolution des aluminates ce qui engendre la formation de petits cristaux d’ettringite (taille colloïdale). Ces derniers ayant une surface spécifique plus grande en plus d’être chargés négativement, Un gel hydrophile se forme autour des grains de sulfoaluminate. Ce gel est capable d’absorber une très grande quantité d’eau. Avec l’absorption, le gel crée des pressions importantes sur son environnement générant ainsi de l’expansion (Mehta and Wang, 1982). Il a été montré que la présence de chaux joue un rôle majeur dans la taille de l’ettringite formée. Effectivement, lorsque la réaction se produit en l’absence de chaux, les particules d’ettringite formés sont de tailles grossières, soit 7 µm de longueur par 1/2 µm de largeur. Avec de la chaux, les particules sont beaucoup plus fines, environ 1µm de longueur pour ¼ µm de largeur. La Figure 13 présente l’expansion causée par deux tailles différentes d’ettringite.
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Figure 13 - Expansions d'ettringite de grande taille [1] et de petite taille [2] plusieurs jours après le contact eau-ciment (Mehta, 1973)
L’expansion plus grande de l’ettringite de petite taille peut être expliquée par le fait qu’elle possède une surface spécifique plus grande et par conséquent une surface plus importante pour absorber de l’eau (Mehta, 1973).
Théorie de la cristallogenèse
La théorie de la cristallisation se différencie de la théorie du gonflement par le fait que les cristaux d’ettringite subiraient une expansion autour des grains de 𝐶4𝐴3𝑆̅ pour former une forme semblable à un oursin au lieu d’être causée par un gel expansif (Ogawa and Roy, 1982). De plus, selon cette théorie, l’expansion serait dépendante du degré d’hydratation. Plus précisément, il y a un degré d’hydratation critique selon lequel la réaction expansive pourrait débuter. Le Tableau 4 montre comment l’expansion linéaire du matériau est reliée au degré d’hydratation.
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Tableau 4 - Mécanisme d'expansion selon la théorie de la cristallogenèse (Ogawa and Roy, 1982)
Du tableau précédent, on remarque que l’expansion ne débute pas avant le dernier quart de l’hydratation des particules. En effet, les cristaux d’ettringite se placent de façon désordonnée autour des grains. Par la suite, les cristaux commencent à croître et c’est lorsqu’ils ont atteint une taille suffisamment importante pour entrer en contact avec les autres cristaux de grains adjacents que l’expansion débute. Le processus de croissance des cristaux d’ettringite est relativement lent. C’est pour cette raison que l’expansion est difficilement mesurable avant d’avoir effectué près de 75% de l’hydratation des 𝐶4𝐴3𝑆̅ (Ogawa and Roy, 1982).
En somme, ces deux modèles impliquent une réaction à la surface des réactifs de l’agent expansif (sulfoaluminate de calcium) et l’eau. La différence est au niveau des pressions
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engendrées par l’ettringite formée selon qu’elle absorbe l’eau ou qu’elle se cristallise. Très peu de recherche s’est basée sur une possible complémentarité des théories.
Agents expansifs à base d’oxyde de calcium
Il n’existe qu’un seul type d’agent expansif documenté dans la catégorie à base d’oxyde de calcium (Certain, 2012):
• Type G : agent expansif à base d’oxyde de calcium et de pouzzolane calcinée La formule suivante décrit la réaction chimique responsable de l’expansion qui survient avec l’utilisation d’agent expansif de Type G :
𝐶𝑎𝑂 + 𝐻2𝑂 → 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2 (1.7)
Ainsi, la chaux de l’agent expansif s’hydrate pour former de l’hydroxyde de calcium (même composition chimique que la portlandite du béton). Toutefois, il faut différencier l’action de la portlandite qui est créée lors de l’hydratation du ciment et celle provenant de l’hydratation de la chaux apportée par le Type G. En effet, lorsque le béton est à l’état frais, la portlandite créée par l’hydratation des C3S et des C2S se répand de façon libre à
l’intérieur de la matrice cimentaire. D’un autre côté, la portlandite créée par l’agent expansif de Type G est de plus petite taille et se forme en quantité beaucoup plus importante. Ainsi, ces particules se retrouvent restreintes par leur nombre et ne peuvent se répandre aussi facilement que les cristaux de portlandite provenant de l’hydratation du béton. Étant de nature à croître, la portlandite provenant de l’hydratation de l’agent expansif exerce des pressions sur l’environnement engendrant ainsi de l’expansion. La théorie de la cristallogenèse, similaire à celle formant de l’ettringite pour les agents expansifs de Type K décrite précédemment, est celle acceptée comme représentant le mieux le mécanisme derrière l’expansion des cristaux de portlandite (Deng et al., 1995).
25 Agents expansifs à base d’oxyde de magnésium
Dans le cadre de ce projet, un seul type d’agent à base d’oxyde de magnésium (magnésie) a été étudié. La formule chimique suivante décrit la réaction d’hydratation de l’oxyde de magnésium comme réactif.
𝑀𝑔𝑂 + 𝐻2𝑂 → 𝑀𝑔(𝑂𝐻)2 (1.8)
La formule chimique précédente est très similaire à celle de l’oxyde de calcium (Type G). En effet, l’expansion de l’hydroxyde de magnésium, obtenue de la réaction entre l’oxyde de magnésium et l’eau, est aussi caractérisée par la théorie de la cristallogenèse. Toutefois, malgré la similarité de la réaction, il est important de noter que la vitesse d’expansion ainsi que l’intensité des déformations obtenues diffèrent grandement entre les deux types d’agents expansifs. La réaction de ce type d’agent expansif est grandement fonction de la température d’hydratation et peut prendre jusqu’à plus d’un an avant d’atteindre une stabilité volumétrique. Étant donné sa sensibilité à la température, on utilise surtout cet agent expansif dans les barrages afin de pallier le problème de retrait thermique différentiel (ACI 223R-10, 1998). Dans des éléments d’envergures comme les barrages, il arrive fréquemment que la différence de température entre la surface et le cœur soit très élevée. Ainsi, le béton subit des gradients de contraintes importants menant souvent à des dégradations. L’agent expansif étant sensible à la température, celui-ci agit ainsi en compensant les effets du retrait thermique permettant d’assurer la pérennité d’ouvrage en béton massif (Mo et al., 2014).
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1.3.3 – Outils de conception pour l’utilisation des BRC
Depuis le milieu des années 1960, les BRC sont utilisés dans plusieurs types d’ouvrages, les ponts, les autoroutes, les stationnements, les structures soumises à la post-tension ou encore dans des centrales de traitements chimiques (ACI 223R-10, 1998). Puisque que de nombreux facteurs affectent l’expansion des BRC, il a été utile de développer des outils afin de prédire l’expansion d’un BRC après sa mise en place au chantier.
Afin d’aider les ingénieurs concepteurs lors de la formulation de BRC, des abaques ont été introduits dans le guide ACI 10. La Figure 14 présente les abaques de l’ACI 223R-10 pour des BRC utilisant les agents expansifs K et G.
14A : Estimation de l’expansion d’un élément de béton à base de sulfoaluminates de calcium (Type K)
14B : Estimation de l’expansion d’un élément de béton à base d’oxyde de calcium (Type G)
Figure 14 - Abaques de l'ACI 223R-10 pour les BRC à base d'agents expansifs de Type K et G (ACI 223R-10, 1998)
Les abaques s’utilisent de la façon suivante :
1. L’ingénieur concepteur doit connaître le retrait anticipé selon le type de béton et les conditions d’expositions (Valeur utilisée sur l’axe Y du graphique).
2. La courbe servant à l’interpolation est choisie en fonction du niveau de renforcement anticipé par l’ingénieur selon les capacités structurales recherchées.
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3. La valeur obtenue de l’interpolation (Axe X) correspond à l’expansion minimale nécessaire pour compenser le retrait de séchage anticipé. Les tests subséquents sont effectués à l’aide de l’essai ASTM C878/C878M.
Les abaques précédents ont été élaboré en laboratoire en comparant, après 28 jours de cure humide, l’expansion maximale de dalles de béton avec des niveaux de renforcement variables (1,22 m x 0,61 m x 0,152 mm) à celle des spécimens ASTM C878/C878M (80 x 80 x 250 mm). À noter que tous les mélanges avaient le même dosage en agent expansif en remplacement cimentaire (Russell, 2002).
Trois éléments importants sont à prendre en compte lors de l’utilisation de ces abaques : 1. Les courbes présentées ne tiennent pas compte de la cinétique de l’expansion, mais
seulement de l’expansion maximale mesurée sur les éprouvettes de béton.
2. Hypothèse de la linéarité entre l’expansion d’un prisme en laboratoire et celle d’un élément en béton au chantier.
3. Hypothèse que les abaques sont utilisables sans modification, peu importe le dosage en agent expansif.
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Chapitre 2 – Objectifs de l’étude
L’utilisation en chantier des BRC est encore relativement limitée. Toutefois, les recherches relatives à cette nouvelle technologie sont de plus en plus nombreuses, spécialement dans le domaine des réparations en béton. Des outils, tels que les abaques présentés dans le Chapitre 1, sont actuellement développés afin de faciliter la spécification des agents expansifs. Pour que ces outils représentent le mieux possible le comportement d’un BRC, il est essentiel d’approfondir davantage l’influence du type d’agent expansif, des différents dosages ainsi que la restriction volumétrique. L’objectif principal de ce document est d’étudier le comportement de bétons avec agents expansifs dans des conditions restreintes. En effet, la restriction est une composante essentielle du principe d’action derrière les BRC. Autant pour le retrait de séchage que pour l’expansion causée par les agents expansifs, les déformations empêchées du béton génèrent des efforts à l’intérieur de celui-ci. Il devient intéressant d’étudier de quelle manière un niveau de renforcement variable affecte le comportement des BRC. De ce fait, l’étude a été divisée en trois sections :
1. La première section se concentre sur l’étude du comportement des BRC en fonction du niveau de renforcement variable en débutant la prise de mesures au démoulage jusqu’à plusieurs jours après le contact eau-ciment. Ces résultats permettront d’apprécier l’influence du type d’agent expansif, de son dosage ainsi que du niveau de renforcement sur l’évolution des déformations, des contraintes ainsi que sur le fluage des BRC dans des conditions restreintes.
2. Dans la deuxième section, il sera question de quantifier les déformations se produisant avant le démoulage du béton. Étant donné qu’il est difficile de manipuler le béton au jeune âge en raison de son état plastique, il y a peu d’information disponible concernant les déformations des BRC avant le démoulage.
3. La troisième section servira à enrichir les abaques sur les BRC de l’ACI 223R-10. Effectivement, les hypothèses émises lors de la création de ces abaques seront vérifiées pour différents dosages et types d’agents expansifs.
