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وزارة التعليم العالي و البحث العلمي

BADJI MOKHTAR–ANNABA UNIVERSITY

UNIVERSITÉ BADJI MOKHTAR-ANNABA

امع با ي م تار - اب

Année : 2014

Faculté des sciences de l’ingénieur

Département de Génie Civil

THÈSE

Présentée en vue de l’obtention du diplôme de DOCTORAT 3ème

Cycle

CONTRIBUTION DU LAITIER GRANULÉ ET DE LA POUDRE DE

VERRE SUR LES PROPRIÉTÉS D’ÉCOULEMENT ET DE

DURABILITÉ DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS ET DE HAUTES

PERFORMANCES

Option

Matériaux innovants et durabilité

Par

Tahar ALI - BOUCETTA

DEVANT LE JURY

Président ACHOURA Djamel Pr Université d’Annaba

Rapporteur BEHIM Mourad Pr Université d’Annaba

Co-directeur MOURET Michel HDR Université Paul Sabatier, Toulouse III

Examinateur BELLOUETAR Redjem Pr Université d’Annaba

Examinateur OUCIEF Hocine Pr Université d’Annaba

Examinateur BENMALEK Mohamed Larbi Pr Université de Guelma

Invité CASSAGNABERE Franck MC Université Paul Sabatier, Toulouse III

i

RÉSUMÉ

AUTEUR : Tahar ALI-BOUCETTA

TITRE : CONTRIBUTION DU LAITIER GRANULÉ ET DE LA POUDRE

DE VERRE SUR LES PROPRIÉTÉS D’ÉCOULEMENT ET DE


PERFORMANCES

DIRECTEUR DE

THÈSE :

M. Mourad BEHIM, Professeur à l’Université Badji Mokhtar –

Annaba, Algérie

CO- DIRECTEUR

DE THÈSE :

M. Michel MOURET, Maître de Conférences HDR à l’Université de

Toulouse III – Paul Sabatier, France

Les bétons autoplaçants (BAP) se distinguent par une fluidité extrême, permettant leur mise

en place sans vibration. Ces prouesses accrues à l’état frais sont obtenues indépendamment

des performances à l’état durci.

L'obtention de l’autoplaçance est rendue possible par l'emploi d'une quantité importante de

fines (500 kg/m3 en moyenne) composée de ciment et d’addition minérale, le plus souvent du

filler calcaire. L’Algérie génère de grandes quantités de sous produits industriels et de déchets

ménagers, tels que le laitier granulé et le verre à bouteille coloré, dont la valorisation dans les

matériaux cimentaires pourrait constituer une alternative écologique et économique

intéressante, permettant d’élargir le champ d’emploi du laitier et l’élimination de décharges

encombrantes. Le but de ce travail est la substitution des fillers calcaires par le laitier granulé

de haut fourneau et la poudre de verre dans les BAP avec optimisation des dosages. À cet

effet, une étude comparative a été menée sur un béton de référence sans aucune addition et

des BAP et BAPHP avec additions de filler calcaire, de laitier granulé de haut fourneau et de

poudre de verre.

Les résultats obtenus permettent d’envisager la substitution du filler calcaire par le laitier

granulé et la poudre de verre dans les BAP à des dosages de 45 à 60% par rapport à la masse

du ciment.

Mots clés : béton autoplaçant (BAP), Béton de hautes performances (BHP), laitier granulé,

poudre de verre, rhéologie, durabilité.

ii

ABSTRACT

AUTHOR : Tahar ALI-BOUCETTA

TITLE : CONTRIBUTION OF GRANULATED SLAG AND GLASS

POWDER ON FLOW AND DURABILITY PROPERTIES OF

SELF-COMPACTING CONCRETE AND HIGH PERFORMANCE

SELF-COMPACTING CONCRETE

DIRECTOR OF

THESIS :


Annaba, Algérie

CO- DIRECTOR

OF THESIS :



Self-compacting concrete (SCC) is characterized by high fluidity that enables placing without

vibration. These performances in the fresh state are achieved independently from the

performances in the hardened state.

The self-compacting ability is possible by using large amounts of fines (500 kg/m3 in average)

composed of cement and mineral addition, and often limestone filler. Algeria produces vast

quantities of industrial by-products and household wastes such as granulated slag and colored

glass bottles, respectively. Their incorporation in cementitious materials could be an

interesting ecological and economical alternative that allows expanding the scope of using the

slag and the elimination of bulky landfills. This work aims to replace the limestone fillers by

granulated blast furnace slag and glass powder in the SCC with optimized dosages. For this

purpose, a comparative study was conducted on a reference concrete without any addition,

and SCC HPSCC incorporating limestone filler, granulated blast furnace slag and glass

powder.

The results obtained allow considering the substitution of limestone filler by the granulated

slag and the glass powder in the SCC at dosages from 45 to 60% rates of the mass of the

cement.

Keywords : self-compacting concrete (SCC), High Performance Concrete (HPC), granulated

slag, glass powder, rheology, durability.

iii

ملخص

AUTEUR : Tahar ALI-BOUCETTA

TITRE : CONTRIBUTION DU LAITIER GRANULÉ ET DE LA POUDRE

DE VERRE SUR LES PROPRIÉTÉS D’ÉCOULEMENT ET DE


PERFORMANCES

DIRECTEUR DE

THÈSE :


Annaba, Algérie

CO- DIRECTEUR

DE THÈSE :



ئص المتحصل عليها في هذه الخصا. ن أي اهتزازبميوعة قصوى، تأخذ مكانها بدو (PAB)الخرسانات ذاتية القولبة تتميز

.الفعاليات في الحالة الصلبة بشكل مستقل عنعليها الحصول يمكنالسائلة، الحالة

م/كغ 055متوسط ) الحصول على خصائصها، أصبح ممكنا، باستخدام كمية كبيرة من الدقائق 3

متكونة من االسمنت و (

النفايات المنتجات الصناعية الثانوية وتج كميات كبيرة من الجزائر تن. من إضافات معدنية تكون عادة من الحجر الجيري

المنزلية، مثل الخبث و زجاج القارورات الملون، حيث أن إبراز مزاياها في المواد اإلسمنتية يمكن أن يشكل تبادل

العمل هو الهدف من هذا .ايكولوجي و اقتصادي هام، يسمح بتوسيع مجال استعمال الخبث و إزالة المفرغات المزدحمة

. استبدال حشو الحجر الجيري بخبث األفران العالية المحبب و مسحوق الزجاج في الخرسانات ذاتية القولبة بجرعات مثلى

ذاتية القولبة عالية آخرو( BAP)خرسانات مرجعية دون أي إضافة و خرسانات ذاتية القولبة تمت دراسة مقارنة بين لهذا

.ن حشو الحجر الجيري، خبث األفران العالية المحبب ومسحوق الزجاجمع إضافات م( BAPHP)الفعاليات

حصول عليها تسمح باستبدال الحجر الجيري بالخبث المحبب و مسحوق الزجاج في الخرسانات ذاتية النتائج التي تم ال

. ٪ من كتلة االسمنت05إلى 50القولبة بجرعات

، مسحوق الزجاج، الريولوجيا، الخبث المحبب، الخرسانة عالية الفعالياتقولبة، الخرسانات ذاتية ال : الكلمات المفتاحية

.دومومة

iv

Table des matières

Résumé i

Abstract ii

iii ملخص

Table des matières iv

Table des figures viii

Liste des tableaux xii

INTRODUCTION GÉNÉRALE 2

CHAPITRE I

ÉTAT DE L’ART DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS

1. INTRODUCTION AUX BÉTONS AUTOPLAÇANTS 8

2. PARTICULARITÉ DE LA COMPOSITION D’UN BAP 9

2.1. Un volume de pâte élevé ................................................................................................ 9

2.2. Une quantité de fines (˂ 125 µm) élevée ..................................................................... 9

2.3. Utilisation des superplastifiants .................................................................................... 10

2.4. L’utilisation éventuelle d’un agent de viscosité (rétenteur d’eau) ........................... 10

2.5. Un faible volume de gravillon ....................................................................................... 11

3. LES ADDITIONS MINÉRALES 11

3.1. Différents types d’additions minérales ................................................................... 11

3.2. Utilisation des additions minérales en Algérie ....................................................... 14

3.3. Effets des additions minérales sur l’écoulement des matériaux cimentaires ......... 14

3.4. Effets des additions minérales sur les propriétés physico-chimiques des

matériaux cimentaires ..............................................................................................

16

4. APPROCHES DE FORMULATION DES BAP 17

4.1. Approche japonaise basée sur l’optimisation du mortier ....................................... 18

Table des matières

v

4.2. Approche du LCPC basée sur l’optimisation de la compacité des mélanges

granulaires ............................................................................................................... 19

4.3. Approche basée sur l’association d’une pâte optimisée et d’un squelette

granulaire humide ....................................................................................................

19

5. CARACTÉRISATION DES BAP À L’ÉTAT FRAIS 20

6. RHÉOLOGIE DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS 23

6.1. Définition des propriétés rhéologiques ................................................................... 23

6.2. Types de comportements rhéologiques .................................................................. 25

6.3. Corrélation entre les essais empiriques et les mesures rhéologiques ..................... 27

7. EFFETS DES ADDITIONS MINÉRALES SUR LA RÉSISTANCE

MÉCANIQUE ET LA DURABILITÉ DES BAP

31

7.1. Résistance mécanique ............................................................................................. 31

7.2. Porosité ................................................................................................................... 32

7.3. Absorption capillaire .............................................................................................. 33

7.4. Perméabilité au gaz ................................................................................................. 34

7.5. Diffusion des ions chlorure .................................................................................... 35

7.6. Carbonatation ......................................................................................................... 36

7.7. Lixiviation .............................................................................................................. 38

8. SYNTHÈSE DE L’ÉTAT DE L’ART 40

CHAPITRE II

CARACTÉRISATION DES MATÉRIAUX ET PROCÉDURES

EXPÉRIMENTALES

1. MATÉRIAUX UTILISÉS 45

1.1. Ciments ................................................................................................................... 45

1.2. Additions minérales ................................................................................................ 46

1.3. Granulats ................................................................................................................. 51

1.4. Plastifiant et superplastifiants ................................................................................ 52

1.5. Eau de gâchage ....................................................................................................... 53

2. CONFECTION ET CONSERVATION DES ÉPROUVETTES 53

2.1. Préparation de la pâte ............................................................................................. 53

2.2. Préparation du mortier et confection des éprouvettes ............................................ 54

2.3. Préparation du béton et confection des éprouvettes ............................................... 54

3. PROCÉDURES EXPÉRIMENTALES 55

3.1. Caractérisation microstructurale ............................................................................. 55

3.2. Caractérisation de la pâte ........................................................................................ 57

3.3. Caractérisation du mortier ...................................................................................... 64

3.4. Caractérisation des BAP à l’état frais ..................................................................... 64

3.5. Caractérisation mécanique et propriétés de transfert des BAP .............................. 70

4. SYNTHÈSE 81

Table des matières

vi

CHAPITRE III

INFLUENCE DES ADDITIONS MINÉRALES SUR L’ÉCOULEMENT DES

SUSPENSIONS CIMENTAIRES

1. DEMANDE EN EAU DES MÉLANGES CIMENTAIRES 86

1.1. Influence de la surface spécifique sur la demande en eau et sur la compacité des

pâtes ........................................................................................................................

87

1.2. Influence du dosage de l’addition minérale sur la demande en eau et sur la

compacité des pâtes .................................................................................................

89

2. DEMANDE EN SUPERPLASTIFIANT DES MÉLANGES CIMENTAIRES 91

3. ETUDE RHÉOLOGIQUE DES SUSPENSIONS CIMENTAIRES 94

3.1. Préparation des suspensions cimentaires ............................................................... 95

3.2. Mesure des propriétés rhéologiques des pâtes ....................................................... 96

3.3. Relation entre essais empiriques et mesures rhéologiques ..................................... 102

4. SYNTHÈSE 106

CHAPITRE IV

CONTRIBUTION DES ADDITIONS MINÉRALES À L’ECOULEMENT DES

BÉTONS AUTOPLAÇANTS

1. MÉTHODE UTILISÉE POUR LA FORMULATION DES BÉTONS 112

1.1. Procédure de formulation ....................................................................................... 112

1.2. Détermination du point de saturation ..................................................................... 113

1.3. Formulation des bétons de référence...................................................................... 114

1.4. Démarche expérimentale de l’étude ....................................................................... 116

1.5. Séquence de malaxage des bétons.......................................................................... 116

2. OUVRABILITÉ ET SÉQUENCE D’ESSAI 120

2.1. Essais d’ouvrabilité ................................................................................................ 120

2.2. Séquence de réalisation des essais d’ouvrabilité .................................................... 121

3. RÉSULTATS OBTENUS SUR BÉTONS 121

3.1. Bétons d’ouvrage ................................................................................................... 121

3.2. Béton à hautes performances ................................................................................. 131

4. SYNTHÈSE 137

Table des matières

vii

CHAPITRE V

EFFET DES ADDITIONS MINÉRALES SUR LES RÉSISTANCES

MÉCANIQUES ET LA DURABILITÉ DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS ET À

HAUTE PERFORMANCE

1. CARACTÉRISATION MÉCANIQUE DES BÉTONS 142

1.1. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage .................................................................... 142

1.2. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage optimisé ..................................................... 145

1.3. Résultats obtenus sur BAP à hautes performances ................................................ 146

2. PROPRIÉTÉS DE TRANSFERT 147

2.1. Porosité accessible à l’eau ...................................................................................... 147

2.2. Absorption d’eau par capillarité ............................................................................. 151

2.3. Perméabilité à l’oxygène ........................................................................................ 154

2.4. Diffusion des ions chlorure .................................................................................... 156

2.5. Carbonatation accélérée ......................................................................................... 158

2.6. Lixiviation accélérée au nitrate d’ammonium ........................................................ 167

3. SYNTHÈSE 175

CONCLUSION GÉNÉRALE ET PERSPECTIVES 179

RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES 184

ANNEXES

Annexe A : Fiches techniques ......................................................................................... 199

Annexe B : Abaque - Tension et durée de l’essai en fonction de l’intensité initiale I30V .. 208

Annexe C : Logiciel d’aide à la formulation des bétons BCN .................................... 209

viii

Table des figures

1.1 Répulsion électrostatique et stérique entre des particules de ciment (Diederich,

10) ...........................................................................................................................

10

1.2 Comparaison entre une composition de BAP et celle d’un BV (Okamura, 03b) ... 11

1.3 Mesure de l’eau retenue par les granulats (Diederich, 10) ...................................... 20

1.4 Différents comportements rhéologiques (Cyr, 99) .................................................. 26

1.5 Différents modèles rhéologiques (Wüstholz, 05) .................................................... 27

1.6 Corrélations entre viscosité et temps d’écoulements .............................................. 28

1.7 Corrélation entre le seuil de cisaillement et l’étalement ......................................... 29

2.1 Courbes granulométriques des ciments ................................................................... 46

2.2 Filler calcaire ........................................................................................................... 47

2.3 Diffractogramme du filler calcaire .......................................................................... 47

2.4 Laitier granulé ......................................................................................................... 48

2.5 Diffractogramme du laitier granulé ......................................................................... 48

2.6 Poudre de verre ........................................................................................................ 49

2.7 Diffractogramme du verre ....................................................................................... 49

2.8 Fumée de silice ........................................................................................................ 50

2.9 Diffractogramme de la fumée de silice ................................................................... 50

2.10 Courbes granulométriques des additions ................................................................. 51

2.11 Courbes granulométriques des granulats ................................................................. 52

2.12 Appréciation visuelle de la consistance d’une pâte ................................................ 54

2.13 Essai d’écoulement au cône de Marsh .................................................................... 58

2.14 Essai d’étalement au mini-cône ............................................................................... 59

2.15 Mini-cône utilisé pour la détermination de la demande eu eau et la compacité ..... 59

2.16 Relation entre l’étalement relatif et le rapport Ve/Vp .............................................. 60

2.17 Essai rhéologique sur pâte au RhéoCAD ................................................................ 61

2.18 Exemple d’historique de cisaillement d’une pâte à base de poudre de verre à

45% ..........................................................................................................................

62

2.19 Dépouillement des mesures rhéologiques (Diederich, 10) ...................................... 64

2.20 Etalement d’un BAP ................................................................................................ 65

2.21 Essai à la boite LCPC sur BAP ............................................................................... 66

2.22 Abaque reliant longueur de cheminement et seuil découlement ............................. 66

2.23 Essai à la boite en L en cours d’écoulement après remplissage de la partie

verticale et ouverture de la trappe ...........................................................................

67

2.24 Essai de stabilité au tamis pendant les deux minutes d’attente ............................... 67

Table des figures

ix

2.25 Séparation des sections après prise pour l’essai de l’indice de ségrégation

statique ....................................................................................................................

69

2.26 Mesure de la teneur en air occlus du béton par la méthode du manomètre ............ 70

2.27 Mesure de la masse volumique du béton frais ........................................................ 70

2.28 Mesure de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l’eau ....... 72

2.29 Schéma du dispositif de mesure d’absorption d’eau par capillarité (AFPC-

AFREM, 97) ............................................................................................................

73

2.30 Intérieur d’une cellule de perméabilité .................................................................... 74

2.31 Schéma de principe du fonctionnement du perméabilimètre .................................. 74

2.32 Perméabilité en fonction de l’inverse de la pression moyenne d’essai (Rozière,

07) ............................................................................................................................

75

2.33 Schéma de la cellule de migration NT BUILD 492 ................................................ 76

2.34 Essai de migration des ions chlorure ....................................................................... 77

2.35 Méthode de mesure de la profondeur de pénétration des chlorures (NT BUILD

492, 99) ....................................................................................................................

77

2.36 Schéma de l’enceinte de carbonatation accéléré (AFPC, 97) ................................... 78

2.37 Essai de dégradation accélérée au dioxyde de carbone ........................................... 79

2.38 Photographie des cuves de dégradation................................................................... 80

2.39 Essai de dégradation accélérée au nitrate d’ammonium ......................................... 81

3.1 Effet de la surface spécifique Blaine sur la demande en eau des différentes

suspensions d’additions minérales ..........................................................................

87

3.2 Effet de la surface spécifique Blaine sur la compacité des différentes suspensions

d’additions minérales ..............................................................................................

88

3.3 Relation entre l’étalement relatif et le rapport Ve/Vs pour les poudres combinées . 90

3.4 Influence du dosage en additions minérales sur la demande en eau des pâtes

combinées ................................................................................................................

90

3.5 Effet du dosage des additions minérales sur la compacité des suspensions

cimentaires ..............................................................................................................

91

3.6 Temps d’écoulement au cône de Marsh en fonction du dosage en SP.................... 92

3.7 Effet du dosage en additions minérales sur la demande en superplastifiant des

mélanges cimentaires ..............................................................................................

93

3.8 Effet de la nature et du dosage en additions sur le comportement rhéologique des

pâtes .........................................................................................................................

98

3.9 Evolution de l’exposant n en fonction de l’augmentation du dosage d’additions

minérales .................................................................................................................

99

3.10 Evolution du seuil statique en fonction des différents dosages en addition

minérale ...................................................................................................................

100

3.11 Viscosités apparentes (à 10 et 29 s-1

) en fonction de la concentration volumique

en solides .................................................................................................................

102

3.12 Corrélation entre les seuils statiques et les étalements mesurés sur suspensions .... 103

3.13 Variation du temps d’écoulement au cône de Marsh en fonction du volume

rempli pour les différents additions .........................................................................

105

3.14 Corrélation entre les viscosités et les temps d’écoulements au cône de Marsh.

Pour toutes les additions le temps d’écoulement correspond à un volume de 300

Table des figures

x

ml ............................................................................................................................ 105

3.15 Pertinence du volume choisi sur le coefficient de corrélation entre la viscosité et

le temps d’écoulement au cône de Marsh ...............................................................

105

4.1 Détermination du points de saturation en fonction de l’étalement .......................... 113

4.2 Observations visuelles tirée de l’essai d’étalement ................................................. 114

4.3 Evolution de l’étalement des bétons de références en fonction du rapport G/S ..... 115

4.4 Organigramme de la démarche expérimentale utilisée ........................................... 117

4.5 Influence du dosage en addition sur l’étalement .................................................... 122

4.6 Relation entre l’étalement et le volume de pâte ...................................................... 122

4.7 Influence du dosage en addition sur le temps T500 .................................................. 123

4.8 Influence du dosage en addition sur la longueur d’étalement à la boite LCPC ...... 124

4.9 Relation entre la longueur d’étalement à la boite LCPC et l’étalement au cône

d’Abrams .................................................................................................................

124

4.10 Effet du dosage en additions sur l’écoulement à la boite en L ................................ 124

4.11 Influence du dosage en addition sur la stabilité au tamis ........................................ 125

4.12 Influence du dosage en addition sur l’indice de ségrégation statique ..................... 126

4.13 Effet du dosage en addition sur le seuil d’écoulement ............................................ 127

4.14 Corrélation entre le seuil d’écoulement obtenue par l’essai d’étalement et celui

obtenue par la boite LCPC ......................................................................................

128

4.15 Relation entre l’étalement et le seuil déduit du cône d’Abrams et de la boite

LCPC .......................................................................................................................

128

4.16 Effet du dosage en addition sur les viscosités ......................................................... 129

4.17 Relation entre la viscosité plastique et le temps du T500 ......................................... 129

4.18 Domaine de validité pour l’obtention d’un BAP (Wallevik, 03) ........................... 130

4.19 Effet de la nature de l’addition sur l’étalement des BAPHP ................................... 131

4.20 Effet de la nature de l’addition sur le temps T500 des BAPHP ................................ 132

4.21 Effet de la nature de l’addition sur la longueur d’étalement des BAPHP ............... 133

4.22 Effet de la nature de l’addition sur la capacité de remplissage des BAPHP ........... 133

4.23 Effet de la nature de l’addition sur la stabilité au tamis des BAPHP ...................... 134

4.24 Effet de la nature de l’addition sur l’indice de ségrégation statique des BAPHP ... 135

4.25 Effet de la nature de l’addition sur le seuil d’écoulement des BAPHP ................... 136

4.26 Effet de la nature de l’addition sur la viscosité des BAPHP ................................... 136

5.1 Influence du dosage en additions sur la résistance en compression à différents

âges ..........................................................................................................................

143

5.2 Evolution de la cinétique de durcissement en fonction de la nature et du dosage

des additions ............................................................................................................

144

5.3 Resistance en compression des BAP optimisés à différents âges ........................... 145

5.4 Influence des additions sur la résistance en compression des BAPHP à différents

âges ..........................................................................................................................

146

5.5 Evolution de la porosité ouverte des BAP en fonction du dosage en addition ....... 148

5.6 Relation entre la porosité ouverte et la résistance en compression mesurées à 28

jours .........................................................................................................................

149

Table des figures

xi

5.7 Porosité ouverte des BAP optimisés à différents âges ............................................ 149

5.8 Influence des additions sur la porosité ouverte des BAPHP à différents âges ........ 150

5.9 Perte de masse des échantillons de béton due à leur séchage : a- BAP et b-

BAPHP ....................................................................................................................

151

5.10 Absorption d’eau par capillaire : a- BAP et b- BAPHP .......................................... 152

5.11 Comparaison des courbes de variation de la perméabilité à l’oxygène en fonction

de l’inverse de la pression moyenne d’essai ...........................................................

155

5.12 Coefficient de migration non-stationnaire des BAP d’ouvrage et des BAP à

hautes performances ...............................................................................................

157

5.13 Evolution du front de carbonatation en fonction de la racine carrée du temps ....... 159

5.14 Variation de la masse due à la carbonatation : a- BAP et b- BAPHP ..................... 160

5.15 Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de FC ................................ 161

5.16 Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de LG ................................ 162

5.17 Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de PV ................................ 163

5.18 Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de FC et de FS .................. 163

5.19 Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de LG et de FS .................. 164

5.20 Thermogrammes de la pâte seine et carbonatée à base de PV et de FS .................. 165

5.21 Lessivage au nitrate d’ammonium : a- BAP et b- BAPHP ..................................... 167

5.22 Variation de la masse due à la lixiviation au nitrate d’ammonium : a- BAP et b-

BAPHP ....................................................................................................................

169

5.23 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de FC ...................................... 170

5.24 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de LG ..................................... 171

5.25 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de PV ..................................... 171

5.26 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de FC et de FS ....................... 172

5.27 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de LG et de FS ....................... 172

5.28 Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de PV et de FS ....................... 173

xii

Liste des tableaux

1.1 Utilisation des additions minérales dans les cimenteries algériennes ..................... 14

1.2 Différents essais pour la caractérisation des BAP ................................................... 21

1.3 Corrélations seuil d’écoulement – étalement .......................................................... 30

2.1 Compositions chimiques des ciments (% massique) ............................................... 45

2.2 Compositions de Bogue des clinkers ...................................................................... 45

2.3 Composition chimique et caractéristiques physiques du filler calcaire .................. 47

2.4 Composition chimique et caractéristiques physiques du laitier granulé ................. 48

2.5 Composition chimique et caractéristiques physiques de la poudre de verre ........... 49

2.6 Composition chimique et caractéristiques physiques de la fumée de silice ............ 50

2.7 Caractéristiques des granulats ................................................................................. 52

2.8 Caractéristiques techniques des adjuvants (données fournisseur) ........................... 53

2.9 Séquence et durée de malaxage des pâtes (Diederich, 10) ...................................... 53

2.10 Séquence et durée de malaxage du mortier normalisé (EN 196-1, 06) .................. 54

2.11 Séquence et durée de malaxage des bétons ............................................................. 55

2.12 Intervalles de températures associés à la décomposition de phases

(Cassagnabère, 07) ..................................................................................................

57

3.1 Séquane de réalisation des différents essais ............................................................ 94

3.2 Composition des pâtes ............................................................................................. 96

4.1 Composition des bétons de références .................................................................... 115

4.2 Composition des BAP d’ouvrages .......................................................................... 118

4.3 Composition des BAP à hautes performances ........................................................ 119

4.4 Essais d’ouvrabilités utilisées .................................................................................. 120

4.5 Séquence de réalisation des essais à l’état frais ...................................................... 121

4.6 Résultats des essais d’ouvrabilités des BAP optimisés ........................................... 131

5.1 Caractéristiques relatives à l’absorption capillaire des bétons ................................ 153

5.2 Caractéristiques relatives à la perméabilité à l’oxygène des bétons ....................... 156

5.3 Composition des pâtes ............................................................................................. 161

5.4 Récapitulatif des résultats des analyses thermogravimétriques sur des pâtes

saines et carbonatées ...............................................................................................

166

5.5 Récapitulatif des résultats des analyses thermogravimétriques sur des pâtes

saines et lixiviées .....................................................................................................

174

INTRODUCTION

GÉNÉRALE

2

INTRODUCTION GÉNÉRALE

Les bétons autoplaçants (BAP) se caractérisent par une grande fluidité. Cette propriété peut

être obtenue par l’emploi de superplastifiant et l’augmentation du volume de pâte pour assurer

une bonne dispersion des gros granulats sans aucune tendance à la ségrégation. Pour garantir

un volume de pâte suffisant deux possibilités sont offertes, la première consiste en

l’augmentation du dosage en ciment, ce qui induit un surcoût sur le plan économique et des

risques de fissuration par une exothermie importante, sur le plan technique. La deuxième voie

consiste en l’emploi du filler calcaire comme addition.

Le laitier granulé d’EL Hadjar (Annaba, Algérie) est utilisé par la cimenterie de Hadjar Soud

pour la production du CEM II 42,5 mais à un faible taux de l’ordre de 20% en moyenne à

cause de son faible pouvoir hydraulique. Alors que le verre à bouteilles coloré n’est pas

recyclé. L’emploi de ces matériaux comme addition au BAP en remplacement du filler

calcaire pourrait constituer une alternative écologique et économique intéressante, permettant

d’élargir le champ d’emploi du laitier et l’élimination des décharges encombrantes et

polluantes en bouteilles de verre.

L’intérêt de la valorisation des sous produits industriels et déchets ménagers, est justifiée par

leurs abondances en quantités importantes, sans l’existence de circuit de récupération, de

recyclage et de valorisation.

En Algérie, la production annuelle du laitier est estimée à 500.000 tonnes/an. Or, la

granulation du laitier se fait en fonction des débouchés en cimenterie qui sont limités et ne

permettent pas d’absorber les quantités produites.

Les estimations faites par les services du ministère de l’environnement font état de la

possibilité de récupération de 50.000 tonnes/an de verre en Algérie. Cependant, en l’absence

de circuit de collecte et de recyclage des bouteilles en verre, celles-ci sont jetées dans les

bennes à ordures ou en décharges sauvages (en bord de mer, le long des routes et dans les

espaces verts), sachant qu’une bouteille en verre met au moins 4.000 ans pour se dégrader.

Le choix de ces matériaux comme addition dans le béton autoplaçant est surtout préconisé en

raison de leur réactivité. Le laitier granulé est caractérisé par un pouvoir hydraulique latent

qui est modéré certes mais suffisant pour cette application. Alors que la poudre de verre à

bouteille est potentiellement pouzzolanique. L'incorporation du filler calcaire dans les BAP a

largement été étudiée par plusieurs auteurs, qui relatent leurs bien faits. Cependant, peu

d’études ont été réalisées sur la faisabilité d’un béton à caractère autoplaçant à base du laitier

granulé et de poudre de verre à bouteilles, par conséquent, plusieurs questions peuvent être

posées quant à la faisabilité d’un BAP à base des ces matériaux :

Introduction générale

3

La nature, les propriétés physiques et chimiques des additions sont – elles compatibles

avec les exigences du domaine d’emploi proposé ?

Quels sont les effets, sur les demandes en eau et en superplastifiant, des poudres seules

en fonction de leur finesse et en mélange avec le ciment en fonction de leur nature et

dosage ?

Est – il possible de substituer le filler calcaire par le laitier granulé ou la poudre de

verre dans la composition d’un BAP et à quel dosage ?

Quels sont les effets du laitier granulé et de la poudre de verre à bouteille sur les

propriétés mécaniques et de durabilité en particulier des bétons autoplaçants

formulés ? Ces bétons sont-ils conformes aux recommandations normatives en vigueur

(NF EN 206-1) ?

Afin d’apporter des éléments de réponse à ces préoccupations, une compagne expérimentale a

été élaborée et présentée dans ce manuscrit qui comprend cinq chapitres :

Le premier chapitre est consacré à l'étude bibliographique dans lequel il est rappelé les

principaux travaux en relation avec notre travail. Ce chapitre, servira par la suite de base pour

les analyses et les discutions des résultats expérimentaux.

Le deuxième chapitre porte sur la caractérisation des matériaux qui ont été utilisés dans cette

étude et en particulier celle des additions minérales. Les différentes méthodes expérimentales

qui ont servi pour mettre en évidence les différentes propriétés des BAP formulés à l’état frais

et à l’état durci sont exposées.

Il est connu, que l’utilisation des additions minérales, selon leur nature, modifie l’écoulement

des mélanges cimentaires. Avant de s’intéresser à l’incorporation de ces ajouts à l’échelle des

BAP, une étude sur suspension de pâte se révèle nécessaire. Le troisième chapitre traite de la

mise en évidence de l'effet des additions sur l'écoulement des pâtes pures. L'étude de chaque

addition en suspension simple dans l'eau permet d'appréhender la demande en eau de chaque

addition et en suspension cimentaire et d'estimer la demande en superplastifiant. De plus, une

étude rhéologique sur rhéomètre permet de souligner l'influence des additions minérales et

permet de quantifier les paramètres rhéologiques et le comportement des pâtes.

Le quatrième chapitre est consacré à l’étude de la faisabilité autoplaçante vis-à-vis de

l’incorporation du laitier granulé et de la poudre de verre dans les bétons par rapport au filler

calcaire. À cet effet, plusieurs dosages en addition ont été utilisés de 25% jusqu’à 60% par

rapport à la masse du ciment. Pour une plus large gamme de résistance, deux types de bétons

ont été visés, un BAP d'ouvrage (BAP) et un BAP à haute performance (BAPHP)

confectionnés de la même manière en maintenant un squelette granulaire identique. Plusieurs

essais ont servi à la caractérisation des différentes propriétés des BAP, dont la plupart sont

normalisées, les propriétés rhéologiques ont été déduites par application de corrélations les

Introduction générale

4

plus pertinentes reliant le seuil d'écoulement et la viscosité plastique à des paramètres

d'ouvrabilité.

Le dernier chapitre traite des propriétés à l’état durci, dans une première partie il est mis en

évidence l’effet des additions minérales sur les résistances mécaniques en compression des

bétons autoplaçants d'ouvrage (BAP) et à hautes performances (BAPHP). La deuxième partie

de ce chapitre est consacrée aux tests de durabilité des différents bétons formulés. Ces

propriétés sont aujourd’hui des critères incontournables pour valider l’incorporation d’un

nouveau matériau dans une matrice cimentaire. Trois paramètres de transfert dans les milieux

poreux ont été étudiés : la perméabilité aux gaz, la diffusion d’espèces agressives et

l’absorption d’eau.

Le manuscrit s’achève par une conclusion générale rappelant les principaux résultats obtenus

sur la faisabilité de BAP et BAPHP en substituant le filler calcaire par le laitier granulé ou la

poudre de verre à bouteilles.

ÉTAT DE L’ART DES BÉTONS

AUTOPLAÇANTS

Chapitre I

6

CHAPITRE I

ÉTAT DE L’ART DES BÉTONS

AUTOPLAÇANTS

Le premier chapitre est consacré à l'étude

bibliographique, dans lequel il est rappelé les principaux travaux

en relation avec notre travail. Ce chapitre, servira par la suite de

base pour les analyses et les discutions des résultats

expérimentaux.

Sommaire

1. INTRODUCTION AUX BÉTONS AUTOPLAÇANTS 8

2. PARTICULARITÉ DE LA COMPOSITION D’UN BAP 9

2.1. Un volume de pâte élevé ................................................................................................. 9

2.2. Une quantité de fines (˂ 125 µm) élevée ...................................................................... 9

2.3. Utilisation des superplastifiants ..................................................................................... 10

2.4. L’utilisation éventuelle d’un agent de viscosité (rétenteur d’eau) ............................ 10

2.5. Un faible volume de gravillon ........................................................................................ 11

3. LES ADDITIONS MINÉRALES 11

3.1. Différents types d’additions minérales ................................................................... 11

3.1.1. Fillers (calcaire et siliceux) .......................................................................... 12

3.1.2. Laitier granulé de hauts fourneaux ............................................................... 12

3.1.3. Poudre de verre à bouteilles ......................................................................... 13

3.1.4. Fumée de silice............................................................................................. 13

3.2. Utilisation des additions minérales en Algérie ....................................................... 13

3.3. Effets des additions minérales sur l’écoulement des matériaux cimentaires .......... 14

3.3.1. Effet du filler calcaire .................................................................................. 14

3.3.2. Effet du laitier granulé de hauts fourneaux .................................................. 14

3.3.3. Effet de la poudre de verre ........................................................................... 15

7

3.3.4. Effet de la fumée de silice ............................................................................ 15


matériaux cimentaires ..............................................................................................

15

3.4.1. Effet filler ou effet de remplissage ............................................................... 15

3.4.2. Effet chimique ou pouzzolanique ................................................................ 16

3.4.3. Effet physique ou de surface ........................................................................ 16

4. APPROCHES DE FORMULATION DES BAP 17

4.1. Approche japonaise basée sur l’optimisation du mortier ........................................ 18


granulaires ................................................................................................................ 18


granulaire humide ...................................................................................................

19

5. CARACTÉRISATION DES BAP À L’ÉTAT FRAIS 20

6. RHÉOLOGIE DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS 23

6.1. Définition des propriétés rhéologiques ................................................................... 23

6.1.1. Contrainte de cisaillement ............................................................................ 23

6.1.2. Vitesse de cisaillement ................................................................................. 24

6.1.3. Seuil de cisaillement .................................................................................... 24

6.1.4. Viscosité ....................................................................................................... 24

6.1.5. Concentration volumique en solides ............................................................ 25

6.2. Types de comportements rhéologiques ................................................................... 25

6.2.1. Courbes de comportement linéaires ............................................................. 25

6.2.2. Courbes de comportement non linéaires ...................................................... 25

6.3. Corrélation entre les essais empiriques et les mesures rhéologiques ...................... 27

6.3.1. Corrélation entre viscosité et grandeurs d’ouvrabilité (T500 et Tvf) ............. 28

6.3.2. Corrélation entre seuil de cisaillement et étalement .................................... 29

7. EFFETS DES ADDITIONS MINÉRALES SUR LA RÉSISTANCE

MÉCANIQUE ET LA DURABILITÉ DES BAP

31

7.1. Résistance mécanique ............................................................................................. 31

7.2. Porosité ................................................................................................................... 32

7.3. Absorption capillaire ............................................................................................... 33

7.4. Perméabilité au gaz ................................................................................................. 34

7.5. Diffusion des ions chlorure ..................................................................................... 35

7.6. Carbonatation .......................................................................................................... 36

7.7. Lixiviation ............................................................................................................... 38

8. SYNTHÈSE DE L’ÉTAT DE L’ART 40

8

Chapitre I État de l’art des bétons autoplaçants

Nous allons, dans ce premier chapitre, aborder les différents aspects des bétons autoplaçants,

notamment des généralités qui concernent leurs émergences, les avantages et les

inconvénients de leur utilisation ainsi que les différentes approches de formulations et

méthodes de caractérisation. On s’intéressera à la rhéologie de ces bétons et les différentes

corrélations qui existent entre les mesures rhéologiques et les essais empiriques. On exposera

aussi les rôles joués par les différents types d’additions minérales les plus utilisées,

notamment, leur influence sur le comportement rhéologique. Pour finir, on fera la synthèse

des études menées sur la durabilité mettant en évidence l’effet des additions sur les différents

mécanismes de transfert (perméation, diffusion et absorption) dans les BAP.

1. INTRODUCTION AUX BÉTONS AUTOPLAÇANTS

En général, un béton fraîchement mis en place est vibré afin d’enlever l'air emprisonné,

rendant ainsi le matériau plus compact ; on l’appelle communément béton ordinaire vibré

(BOV). Le compactage est l’une des clés de la production d’un béton de bonne qualité avec

une résistance et une durabilité optimales (The Concrete Society et BRE, 05). Toutefois, au

Japon au début des années 1980, en raison des volumes croissants d’armatures avec de plus

petites sections de béton et une réduction de la main d'œuvre qualifiée, un compactage

convenable était difficile à obtenir, conduisant ainsi à une mauvaise qualité du béton.

Okamura et Ouchi (Okamura, 99) ont donc proposé un concept de béton indépendant de la

nécessité d’utiliser la technique du compactage. Ozawa et al. (Ozawa et al., 89) produisent le

premier prototype de béton autoplaçant (BAP) ou Self-Compacting Concrète (SCC en

anglais) à l'Université de Tokyo au Japon en 1988. Par définition, les BAP sont des bétons

très fluides, homogènes et stables, mis en œuvre sans vibration, la compaction s’effectuant par

le seul effet gravitaire (AFGC, 08).

Des lors, les BAP sont passés d'une nouveauté de laboratoire à des applications pratiques dans

le monde entier, mais hélas peu utilisé dans le secteur de la construction en Algérie.

Cependant, le nombre croissant de travaux publiés chaque année qui traitent des BAP, comme

par exemple, l’approche de formulation, l’étude des propriétés et les applications dans la

pratique, la rhéologie, la durabilité, indique que les recherches sur ce matériau sont en plein

essor. Ce qui justifie le passage des recommandations provisoires (AFGC, 08) à la

normalisation AFNOR depuis novembre 2010, (NF EN 206-9, 10).

Avantages et inconvénients des bétons autoplaçants

Par rapport aux bétons ordinaires, les BAP possèdent des propriétés rhéologiques à l’état frais

nettement amélioré et leur utilisation accroît la productivité et facilite les conditions de travail

(de Schutter et al., 08 ; The Concrete Society et BRE, 05).

Puisque le compactage est éliminé, la ségrégation interne entre les particules solides et le

liquide environnant est évitée ce qui se traduit dans les zones de transition par une réduction

de la porosité entre pâte et granulat et l’amélioration de la durabilité (RILEM, 01).

Chapitre I : État de l’art des bétons autoplaçants

9

Pour beaucoup de construction en béton, la performance structurelle est améliorée par des

volumes croissants d’armatures, en limitant la fissuration et en utilisant des petits diamètres

de barres et des coffrages complexes, ce qui accroît la difficulté de compactage (Okamura,

03a ; RILEM, 01). Les BAP répondent aux contraintes précitées en facilitant l’écoulement du

matériaux dans les zones d’architecture complexe et difficilement accessibles. Ils améliorent

également l'efficacité sur le terrain par la réduction du temps de production et le coût de la

main d’œuvre.

Au démoulage, les BAP présentent un état de surface très satisfaisant. En effet, l’utilisation de

fines et la limitation de la taille des granulats permettent l'obtention d'un béton plus lisse et

donne l'impression d'une meilleure finition. Il est donc intéressant d'utiliser les BAP dans des

constructions où l'on ne souhaite pas devoir recouvrir les surfaces.

Les BAP améliorent également l'environnement du travail en réduisant les nuisances sonores

et en éliminant les problèmes de santé liés à l'utilisation du matériel de vibration, tels que la

maladie des « mains blanches » et la surdité (RILEM, 01). Le BAP est donc appelé « la

révolution tranquille dans la construction en béton » (The Concrete Society et BRE, 05).

En conséquence, l'industrie de la préfabrication des produits en béton est devenue la plus

grande utilisatrice des BAP en Europe (Skarendahl, 03).

Contrairement au béton ordinaire, les BAP exigent une quantité importante d’éléments fins

(ciment et fine minérale) et d’adjuvants (en particulier les superplastifiants), ayant pour

conséquence directe, un coût du matériau plus élevé (The Concrete Society et BRE, 05). Il a

été rapporté que, dans la plupart des cas, l'augmentation du coût du BAP produit varie entre

20 à 60% par rapport à un béton ordinaire vibré de même qualité (Nehdi et al., 04 ; Ozawa,

01). Cependant, dans de très grandes structures, l'augmentation du coût des matériaux dus à

l’utilisation des BAP a été compensée par des économies dans les coûts de main d’œuvre et

des délais d’exécution de l’ouvrage (Billberg, 99). Il s’avère qu’un BAP est plus économique

qu’un béton traditionnel si on considère un chantier dans son ensemble, frais direct et indirect

compris, par l’approche globale rapportée par Bethmont (Bethmont, 05).

2. PARTICULARITÉ DE LA COMPOSITION D’UN BAP

2.1. Un volume de pâte élevé

Il est connu que les frottements intergranulaires diminuent l’ouvrabilité des bétons (Kennedy,

40). Afin de permettre une bonne déformabilité des BAP et un remplissage correct des

coffrages, un volume important de pâte doit être maintenu. Son rôle est de couvrir la surface

des granulats afin de diminuer les frictions entre les particules et favoriser la dispersion des

granulats. Selon l’AFGC (AFGC, 08), ce volume doit être compris entre 330 et 400 l/m3.

2.2. Une quantité de fines (< 125 µm) élevée

Afin d’assurer une ouvrabilité suffisante et une résistance à la ségrégation et au ressuage

limitée, les BAP intègrent dans leurs formulations une certaine quantité de fines de l’ordre de

500 kg/m3 (AFGC, 08). La partie liante des BAP est constituée d’un mélange de ciment et

d’addition telle que le filler calcaire, la cendre volante ou le laitier granulé, etc. Le choix de la


10

nature et du dosage de l’addition doit tenir compte des exigences prescrites dans le cahier des

charges.

2.3. Utilisation des superplastifiants

L’apparition des BAP est étroitement liée aux avancées technologiques réalisées dans le

domaine des adjuvants et plus particulièrement celui des superplastifiants. Ces derniers sont

composés des polymères à chaînes macromoléculaires qui permettent l’obtention de la fluidité

et la diminution des frottements intergranulaires.

Les superplastifiants réagissent avec les particules du ciment et les additions minérales.

Lorsque l’on introduit un superplastifiant dans une suspension cimentaire, les polymères

viennent se fixer à la surface des particules solides du mélange par adsorption. Cette

adsorption s’effectue sur les phases hydratées du ciment (Bonneau, 97). Les groupes

anioniques du polymère neutralisent les différentes charges et confèrent à la surface des

particules de ciment une charge négative (Jolicoeur, 98). Ceci conduit à une répulsion

électrostatique entre les particules voisines de ciment et contribue à la défloculation et la

dispersion des solides dans la suspension. De plus, la dispersion peut être aussi par effet

stérique, en effet, des chaines secondaires sont griffées sur la chaine principale du polymère et

repoussent les grains de ciment par effet stérique ou entropique (Uchikawa et al., 97). Plus la

longueur de ces chaines est importante est plus l’effet stérique est important (figure 1.1).

Figure 1.1. Répulsion électrostatique et stérique entre des particules de ciment (Diederich, 10)

2.4. L’utilisation éventuelle d’un agent de viscosité (rétenteur d’eau)

L’effet des superplastifiants est double, d’une part il augmente l’ouvrabilité du BAP et il

réduit sa viscosité d’autre part. Afin de remédier à ce dernier point, on a souvent recours à des

agents de viscosité. Ce sont généralement des dérivés cellulosiques, des polysaccharides ou

des suspensions colloïdales. Leur rôle est d’empêcher le ressuage et de limiter les risques de

ségrégation en rendant la pâte plus épaisse. Leur utilisation est justifiée dans le cas des bétons

à fort rapport E/C car les fines n’étant alors pas suffisantes pour fixer l’eau dans le béton. En

revanche, dans le cas des BAP à faible rapport E/C, leur utilisation ne semble pas être

justifiée.


11

2.5. Un faible volume de gravillon

L’utilisation des granulats concassés ou roulés est autorisée pour la formulation des BAP.

Concernant les granulats recyclés, actuellement aucune note technique ou norme n’autorise

leur emploi. Les gros granulats sont à l’origine des blocages du béton en zone confinée, c’est

la raison pour laquelle leur volume est limité dans les BAP. En général, on admet un rapport

massique gravillon / sable (G/S) de l’ordre de 1, qui peut être augmenté dans le cas des

ouvrages peu ferraillé ou bien diminué dans le cas contraire. Dans la majorité des cas, le

diamètre maximal Dmax des gravillons dans les BAP est compris entre 10 et 20 mm (AFGC,

08). L’augmentation du Dmax conduit à des risques de blocages.

Conclusion

Les mêmes constituants utilisés pour les bétons vibrés sont utilisés pour les BAP, mais dans

des proportions différentes (figure 1.2). Cependant, la formulation d’un BAP exige

l’utilisation d’une importante quantité de fines et l’incorporation de superplastifiant, voire

parfois même, l’utilisation conjointe d’agents de viscosité.

Figure 1.2. Comparaison entre une composition de BAP et celle d’un BV (Okamura, 03b)

3. LES ADDITIONS MINÉRALES

3.1. Différents types d’additions minérales

Une addition minérale est une poudre d’une finesse supérieure à celle du ciment. Elle peut

être ajoutée et/ou substituée au ciment lors de sa fabrication (ciment composé) ou ajoutée

directement dans le malaxeur lors de la fabrication du béton. Elle permet ainsi d’améliorer

certaines propriétés ou conférer aux matériaux des propriétés particulières. On distingue deux

types d’additions : les additions inertes et les additions réactives. Les données

bibliographiques (AFGC, 08) recommandent l’emploi de quantités importantes de fines dans

un BAP pour assurer sa stabilité à l’état frais et éliminer les risques de ségrégation. Quand ce


12

volume est occupé intégralement par du ciment Portland, il fournit au matériau durci, un

niveau de performance excessif par rapport aux spécifications demandées. Cependant, il ne

faut pas perdre de vue que le dégagement de chaleur engendré par les réactions exothermiques

produites lors de l’hydratation du ciment peuvent provoquer des fissurations de l’élément et il

est donc naturel de remplacer une partie de ce volume par des additions minérales, qui sont

moins réactives que le clinker et d’un coût inférieur sur le plan énergétique et

environnemental. On passera en revue dans cette partie, les additions minérales qui seront

utilisées lors de l’étude expérimentale.

3.1.1. Fillers (calcaire et siliceux)

Ce sont des poudres de roche (calcaire ou siliceuse) obtenue par broyage et/ou sélection, dont

les caractéristiques sont définies par la norme NF P18-508 et 509 (NF P18-508, 12 ; NF P18-

509, 12) respectivement pour les fillers calcaires et siliceux. La demande en eau des fines

siliceuse telles que le quartz est supérieure à celle des fillers calcaires d’usage plus courant

dans les bétons. Ceci est dû à la forme anguleuse des particules de quartz. En plus de leur

effet physique, des études sur les fillers calcaires (Bachiorrini, 85 ; Ramachandran, 86), ont

montré qu’ils présentent une certaine activité physico-chimique, qui favorise l’accélération de

l’hydratation du clinker par la création de sites de nucléation (germination) hétérogène,

notamment, lorsque l’addition est finement broyée. Néanmoins, l’effet n'est remarquable que

seulement au jeune âge. D’après les mêmes études, le calcaire réagit avec les aluminates du

ciment pour former des carboaluminates de calcium hydratés, qui sont favorables à la

durabilité du matériau (Bachiorrini, 86). À long terme, les fillers siliceux peuvent contribuer

faiblement à une réaction pouzzolanique (de Larrard, 02).

D’un point de vue industriel, les fillers calcaires présentent de bonnes caractéristiques de

régularité à la production. D’autre part, leur couleur généralement claire les rend favorables à

l’obtention de parements architectoniques.

3.1.2. Laitier granulé de hauts fourneaux

Les minerais de fer sont utilisés pour la fabrication de la fonte ; en plus de leurs phases

ferreuses, ces minerais contiennent aussi des minéraux proches de ceux du cru du clinker.

Lors du processus de fusion du minerai dans les hauts fourneaux à une température allant de

1135 à 1350°C, se produit la séparation gravitaire, la fonte se dépose dans la partie inférieure

du four, tandis que le laitier surnage en partie supérieure dû à sa faible densité par rapport à la

fonte. À la sortie du four, le laitier à une température avoisinant celle de la fusion, est refroidi

brusquement à l’eau (trempe) et le laitier prend l’appellation de laitier granulé défini par la

norme NF EN 15167-1 (NF EN 15167-1, 06). La vitrification du laitier granulé par la trempe

confère au matériau son pouvoir hydraulique latent. Un broyage fin du laitier lui permet d’être

utilisé comme addition dans les ciments et les bétons.

Considéré au début comme un déchet de la sidérurgie, ensuite comme coproduit, l’utilisation

du laitier granulé reste cependant limitée en Algérie au domaine de la cimenterie en raison de

son faible pouvoir hydraulique. Le laitier granulé procure au matériau des performances

mécaniques et une durabilité accrues (Duval, 92 ; Behim, 05), c’est pourquoi les ciments au

laitier sont particulièrement indiqués pour les bétons soumis à des ambiances agressives.


13

3.1.3. Poudre de verre à bouteilles

Les verres de silicates auxquels se rapportent les verres utilisés dans cette étude sont

composés d’oxydes formateurs, fondants, stabilisants et colorants.

L’ingrédient de base est la silice (SiO2) qui représente environ 68 à 74% de la masse et

constitue l’élément formateur. Les fondants et les stabilisants sont constitués par (K2O, Na2O,

CaO, MgO). La couleur du verre est obtenue en additionnant aux crus, certains oxydes

métalliques. Ainsi, le Fe2O3 donne la couleur brune, le Cr2O3 la couleur verte, le CuO la

couleur bleue, le MnO2 la couleur rose, et le AgO la couleur jaune. Leur emploi dans le verre

permet de diminuer la température de fusion et d’augmenter la durée de travail du verre lors

du façonnage. Les proportions entre ces trois constituants vont dépendre en grande partie les

caractéristiques d'un verre. On obtient par fusion entre 1400°C et 1500°C une masse

visqueuse, amorphe, homogène et transparente, le verre.

Du fait de sa nature vitreuse et du contenu de certaines quantités relativement appréciables de

silice, le verre est en général considéré comme étant pouzzolanique s’il est broyé finement

(Idir, 09). Ainsi il pourrait être utilisé en remplacement du ciment Portland dans les bétons.

Différentes études ont pu montrer que la couleur du verre, autrement dit sa composition

chimique, joue un rôle conséquent sur les propriétés mécaniques de ce dernier. Des travaux

réalisés par (Karamberi, 05 ; Park et al., 04 et Sobolev et al., 07), affirment que le verre à base

d’oxyde de fer (Fe2O3), est le verre qui possède la plus faible activité pouzzolanique, derrière

le verre à base d’oxyde de chrome (Cr2O3) puis le verre à base d’oxyde de plomb (PbO).

3.1.4. Fumée de silice

Il s’agit d’un sous-produit de la fabrication du silicium métal et de ses alliages, en particulier

du ferro-silicium, la fumée de silice obéit à la norme NF EN 13263-1 (NF EN 13263-1, 09).

Elle se caractérise par un diamètre des particules sphériques ultra fines (entre 0,01 et quelques

micromètres) et par une teneur en silice amorphe de plus de 90%. L'emploi de la fumée de

silice doit se faire conjointement avec un fluidifiant du type superplastifiant afin de remédier à

l’agglomération causée par sa finesse. Une bonne dispersion, permet aux particules de la

fumée de silice de se placer entre les interstices des grains de ciment, diminuant ainsi la

quantité d’eau nécessaire au mélange. L’utilisation de la fumée de silice conduit à des bétons

extrêmement compacts à caractéristiques mécaniques élevées et une résistance nettement

renforcée vis-à-vis des milieux agressifs.

Cependant, le niveau de performances atteint par l’ajout de fumée de silice et leur prix

excessif (entre 5 à 10 fois plus onéreux que le ciment) (Aïtcin, 01), ainsi que l’utilisation

conjointe des superplastifiants, réserve ce produit de luxe à des utilisations bien particulières,

telles que les ouvrages d’art, les grattes ciel, les plates-formes pétrolières, etc.

3.2. Utilisation des additions minérales en Algérie

Bien que l’emploi des additions minérales se soit généralisé dans le monde, il reste très limité

en Algérie. Vu la disponibilité en grande quantité de ces ajouts tels que le laitier granulé, le

calcaire ou la pouzzolane naturelle et leurs coûts relativement réduit par rapport au ciment,

leurs emploi dans le domaine du génie civil n’est pas encore répandu. En effet, de nombreuses


14

études ont été réalisées, traitant de l’influence des additions minérales sur plusieurs aspects

des bétons. Actuellement, l’emploi des additions se limite seulement au secteur de l’industrie

cimentaire pour la production du ciment composé. Le tableau 1.1 résume l’utilisation des

différentes additions dans les cimenteries algériennes.

Tableau 1.1. Utilisation des additions minérales dans les cimenteries algériennes

Cimenterie Ajouts utilisés

Ain Touta (Batna)

Pouzzolane Ain El Kebira (Sétif)

Hamma Bouziane (Constantine)

Hadjar Soud (Skikda) Laitier granulé

Tebessa

Meftah (Alger) Tuf/Calcaire

Raïs Hamidou (Alger) -

Sour EL Ghozlane (Bouira) Calcaire/Tuf

Chlef Calcaire

M’sila Laitier granulé

Pouzzolane

Beni Saf (Tlemcen)

Pouzzolane Zahana (Oran)

Saida

3.3. Effets des additions minérales sur l’écoulement des matériaux cimentaires

Dans ce qui suit est rapporté l’effet des additions sur l’écoulement et sur les propriétés

rhéologiques notamment la viscosité plastique et apparente, dont les différentes définitions

sont données plus loin dans le texte (§ 6.1.4).

3.3.1. Effet du filler calcaire

Largement employé dans les nouveaux bétons, tels que les BAP et à des dosages élevés, le

filler calcaire se caractérise par de faibles besoins en eau par rapport au ciment. En effet,

plusieurs auteurs (Gallias et al., 00 et Cyr, 03), rapportent que son utilisation influence peu la

demande en eau et peut conduire à une légère diminution de viscosité du mélange cimentaire.

Plusieurs travaux (Zhang, 00 et Yahia et al., 05) révèlent que l’ajout du filler calcaire pour un

dosage constant en ciment, diminue la viscosité d’une pâte de ciment et cela malgré

l’augmentation de la concentration volumique en solides. Cet ajout, entraine une

augmentation du seuil de cisaillement si la concentration volumique en solides de la

suspension augmente (Diederich, 10). Cependant, au-delà d’une certaine valeur critique en

filler calcaire qui tient compte du rapport E/C, on assiste à une augmentation de la viscosité

(Zhang, 00 et Yahia et al., 05).

3.3.2. Effet du laitier granulé de hauts fourneaux

Des études (Ferraris, 99 ; Khayat, 99) montrent que l’ajout du laitier granulé de hauts

fourneaux en substitution du ciment, permet globalement de réduire le seuil de cisaillement et

la viscosité des pâtes de ciment. D’après les travaux de (Shi et al., 98), les laitiers adsorbent le


15

superplastifiant, ce qui se traduit par une demande en superplastifiant plus importante pour

obtenir un même étalement ou valeur de seuil de cisaillement. Le laitier granulé favorise

l’écoulement des pâtes, principalement à cause de sa demande en eau qui est moins

importante que celle du ciment (Lange et al., 97 et Cyr, 03), mais aussi à cause de sa

morphologie (Zhang, 00). En effet, Toutou (Toutou, 02), rapporte que l’écoulement du laitier

dépend de deux composantes : une composante physico-chimique liée au potentiel

d’interaction entre les particules et de l’interaction des fines avec le liquide saturant et une

composante granulaire liée aux frottements des particules.

3.3.3. Effet de la poudre de verre

Très peu de données concernant l’effet du verre sur le seuil de cisaillement et la viscosité

existent dans la littérature. Cependant, des essais sur coulis additionnés de poudre de verre de

10 et 20% en substitution du ciment ont été réalisés par Idir (Idir, 09). Les résultats montrent

que le point de saturation des coulis passe de 1,1% pour les coulis témoins sans substitution à

1% pour les deux pourcentages de remplacement. L’auteur rapporte que le verre interagit avec

le superplastifiant, il consomme environ 0,1% de superplastifiant en moins que le ciment et

conclut que le verre a un effet fluidifiant. D’autres essais d’étalement au mini-cône on été

effectués par le même auteur sur des coulis avec 10, 20, 30 et 40% en remplacement du

ciment, il conclut que de forts pourcentages de verre favorisent le maintien de la maniabilité

et qu’il existe une interaction entre le verre et le superplastifiant, ce dernier étant moins actif

lorsqu’il y a du verre.

(Shao et al., 00) rapportent que l’étalement d’un béton diminue avec l’ajout de poudre de

verre pour une taille des particules qui varient entre 38 et 300μm, en raison de la forme

angulaire des particules. Le superplastifiant devrait donc être utilisé lorsque la teneur en verre

en substitution au ciment est supérieure à 30% afin d’éviter le phénomène de ségrégation

(Chen et al., 06).

3.3.4. Effet de la fumée de silice

L’influence de la fumée de silice sur le comportement rhéologique ne fait pas l’unanimité des

auteurs. Des études (Ferraris, 99 ; Khayat, 99), ont montré que la fumée de silice augmente le

seuil de cisaillement et la viscosité, en augmentant la compacité des mélanges. Tandis que

Carlsward et al. (Carlsward et al., 03) rapporte que l’ajout de la fumée de silice ne modifie

pas la viscosité. D'autres études réalisées par (Ferraris et al., 01) révèlent une demande en eau

et en superplastifiant plus importante, due à l’utilisation de la fumée de silice par comparaison

avec un mélange de référence. Cette observation est valable aussi bien pour des pâtes de

ciment que pour des bétons (Ferraris et al., 01).


matériaux cimentaires

3.4.1. Effet filler ou effet de remplissage

L’incorporation d’additions au sein d’un matériau cimentaire améliore son squelette

granulaire. En effet, plusieurs études (Baron, 97 ; Lawrence, 00 et Kara-Ali, 02) montrent

l’existence d’une optimisation des propriétés du squelette granulaire par l’ajout d’additions.


16

Ces fines particules s’intercalent entre les interstices des grains de ciment remplissant ainsi

une partie du volume des vides. Le résultat de ce remplissage se traduit par une meilleure

maniabilité du mélange et un accroissement des résistances pour un même rapport E/C et des

propriétés de transfert.

3.4.2. Effet chimique ou pouzzolanique

L’effet chimique concerne la capacité des additions, caractérisées par des propriétés

pouzzolaniques et/ou hydrauliques à réagir avec l’eau et les constituants anhydres ou hydratés

du ciment pour former de nouvelles phases minérales qui contribuent à la résistance

mécanique au même titre que les produits hydratés du ciment, mais aussi à l’amélioration de

la durabilité. Cet effet bénéfique est fonction de nombreux paramètres et tient compte de la

composition chimique ou minéralogique de l’addition, de sa surface spécifique et du type de

ciment.

La réaction pouzzolanique concerne principalement la fumée de silice, la poudre de verre, la

cendre volante siliceuse, etc. La silice amorphe contenue dans ces matériaux réagit, en

présence d’eau, avec la portlandite formée pendant l’hydratation des C3S et C2S pour former

des silicates de calcium hydratés C-S-H, mais d’un rapport C/S voisin de 1, donc plus riche en

silice (de Larrard, 02), suivant l’équation 1.1 :

(1.1)

L’activité hydraulique concerne plus particulièrement le laitier granulé, qui développe des

propriétés d’hydraulicité et demande une présence d’eau. Cette réaction est très lente d’où la

nécessité de le broyer finement et de l’activer par ajout d’une base forte. On obtient alors des

C-S-H dont le rapport C/S est plus important que celui des C-S-H issus de la réaction

pouzzolanique (Bessa-Badreddine, 04).

Il est à noter que ces réactions pouzzolaniques et hydrauliques prennent toutes leurs ampleurs

pour des longues échéances (Torben, 90).

3.4.3. Effet physique ou de surface

L’incorporation d'addition inerte ou réactive au sein d’une matrice cimentaire contribue au

développement des résistances à court terme. Il n’est plus à démontrer (Gutteridge, 90 ;

Neville, 00 et Kara-Ali, 02) que les additions jouent le rôle de sites de nucléation préférentiels

au cours des réactions d’hydratation du ciment. L’effet de surface consiste à la création de

sites préférentiels d’hydratation constitués par les surfaces procurées par l’addition minérale.

Par conséquent, l’épaisseur de la couche d’hydrate qui se forme autour d’un grain de ciment

anhydre est réduite, facilitant ainsi l’hydratation du cœur anhydre par phénomène de

diffusion. L’addition entraîne donc une meilleure hydratation du ciment à un instant donné.

La présence d’additions entraine une accélération de l’hydratation du ciment qui se traduit par

un développement des résistances mécaniques au jeune âge. On s’attend donc à ce qu’il y ait

une amélioration des résistances mécaniques avec l’augmentation de la finesse des additions

(Caré et al., 00). Cependant, plus que la surface spécifique, c’est vraisemblablement le


17

nombre de particules d’addition par unité de volume de pâte qui est le paramètre essentiel de

ce phénomène (Behim, 05).

4. APPROCHES DE FORMULATION DES BAP

Différentes méthodes de formulation des BAP existent dans la littérature, elles sont basées

pour la plupart sur une méthodologie expérimentale plus ou moins contraignante. La

formulation se fait donc sur la base de l'expérience acquise ces dernières années. Les

fabrications des BAP majoritaires sont fait impérativement en centrales de béton prêt à

l’emploi (BPE) et notamment l’industrie du bâtiment qui utilise principalement des bétons de

25 à 35 MPa. Or, on sait que ces résistances mécaniques sont facilement atteintes dans le cas

des BAP.

Avec le retour d'expérience, l’AFGC (AFGC, 08) recommande des valeurs limites des

constituants des BAP, facilitant ainsi le travail du formulateur :

Volume de gros granulat limité en prenant un rapport G/S (masse de gravier sur

masse de sable) proche de 1 et un diamètre maximal Dmax compris entre 10 et

20mm,

Volume de pâte qui varie entre 330 et 400 l/m3,

Dosage de ciment supérieur ou égal au minimum requis par la norme NF EN 206-1

(NF EN 206-1, 12), soit en général et selon la durée d’exposition entre 300 et 350

kg/m3. En complément, la masse d'addition se situe entre 120 et 200 kg/m

3,

Dosage en superplastifiant doit maintenir une fluidité nécessaire afin d’obtenir un

étalement et une vitesse d’étalement importants.

On distingue deux grandes familles de formulation des BAP suivant leurs compositions :

La première concerne des formulations fortement dosées en ciment et contenant

une proportion d’eau réduite. La quantité de ciment très importante (450 à 600

kg/m3) est nécessaire pour augmenter le volume de pâte afin d’améliorer la

déformabilité du mortier. Ce volume important de pâte limite par conséquent les

interactions inter-granulats (dont la quantité est parallèlement diminuée).

L’utilisation d’adjuvants tels que les superplastifiants et les agents de viscosité

permettent de contrôler la fluidité et la viscosité. Cette approche de formulation

conduit toutefois à des bétons de hautes performances mécaniques, onéreux et mal

adaptés à des ouvrages courants.

La deuxième famille de formulations repose sur le remplacement d’une partie du

ciment par des fines minérales. Ces additions, comme les fillers calcaires, les

laitiers granulés, les cendres volantes, les fumées de silices, etc…, permettent

d’obtenir un squelette granulaire plus compact et plus homogène. La quantité

d’adjuvant nécessaire à l’obtention d’une fluidité et d’une viscosité donnée est alors

diminuée. Leur utilisation conduit également à conserver des résistances

mécaniques et des chaleurs d’hydratations raisonnables.


18

Plusieurs approches de formulation des BAP ont été élaborées à travers le monde, parmi ces

approches de formulation trouvées dans la littérature, on peut rappeler :

Approche basée sur l’optimisation du mortier,

Approche basée sur l’optimisation de la compacité des mélanges granulaires,

Approche basée sur l’association d’une pâte optimisée et d’un squelette granulaire

humide

4.1. Approche japonaise basée sur l’optimisation du mortier

Considérée comme étant l’une des premières approches proposées pour la formulation des

BAP, elle est développée par des chercheurs japonais (Okamura, 95 ; Ouchi, 99 ; Hayakawa

et al., 95 ; Nagataki, 95). Cette méthode, s’appuie sur un volume de pâte important, composé

principalement d’un fort dosage en ciment et d’un faible volume granulaire. Les bétons qui en

résultent sont économiquement excessifs.

Le principe de base de cette approche s’appuie sur les points suivants :

La teneur des granulats est limitée à 50% de leurs compacités, réduisant ainsi le

phénomène de blocage,

Le volume du sable représente 40% du volume total de mortier,

L’optimisation de la pâte, notamment, du rapport E/L (eau / liant) et du dosage en

superplastifiant se fait d’une manière empirique sur mortier en effectuant des essais

d’étalement au mini-cône et au V-funnel.

Deux grandeurs élémentaires sont reliées à ces essais et ils sont présentés dans les équations

1.2 et 1.3 :

(1.2)

(1.3)

Avec : Γm : Étalement relatif,

D1 et D2 : Diamètres d’étalement dans deux directions perpendiculaires en (mm),

D0 : Diamètre inférieur du cône en (mm),

Rm : Vitesse relative d’écoulement en (sec-1

),

t : Temps d’écoulement du mortier en (sec).

Certains auteurs (Sedran, 99 ; Jin, 02 ; Bethmont, 05) conviennent pour qu’un BAP remplisse

les conditions d’autoplaçance, il faudrait que Γm soit égale à 5 et que Rm soit égale à 1.


granulaires

Cette approche est basée sur le modèle d’empilement compressible (MEC) développé par le

LCPC (Laboratoire Central des Ponts et Chaussées) (de Larrard, 99). Il vise à estimer la


19

compacité d’un mélange grâce aux caractéristiques du squelette granulaire qui le compose. Le

modèle s’appuie sur les notions de compacité virtuelle et d’indice de serrage définie comme

suit :

La compacité virtuelle d’un mélange (γ) est définie comme étant, la compacité

maximale qu’on pourrait avoir, en arrangeant au mieux possible la disposition des

différents grains, du plus petit grain des additions aux plus gros granulats. En

pratique, l’empilement des grains se fait de manière aléatoire et la compacité

expérimentale ainsi obtenue, reste toujours inférieure à la compacité virtuelle.

L’indice de serrage (K) est défini comme une grandeur représentative du degré de

compaction d’une classe granulaire donnée. Ainsi pour chaque classe granulaire de

diamètre moyen di correspond un indice de serrage ki. Plus cet indice est élevé plus

le contact entre les granulats d’une même classe est important et plus le seuil de

cisaillement τ0 est significatif.

Basé sous ces deux précédents concepts, Bétonlab Pro3 est un logiciel d’aide à la formulation

des bétons. Le dernier de sa génération développée par le LCPC en 2008 (de Larrard, 08),

permet de simuler la réalisation de gâchées de laboratoire. Le logiciel intègre le modèle

d’empilement compressible, lui permettant l’optimisation d’une formulation de BAP suivant

un cahier des charges précis comportant les données de compacité des fractions granulaires,

les caractéristiques mécaniques des granulats, la demande en superplastifiant, la demande en

eau du ciment et de l’addition. Il permet aussi la simulation de quelques propriétés des BAP,

notamment, les propriétés rhéologiques (seuil de cisaillement et viscosité plastique), les

résistances mécaniques, ainsi que les déformations différées, etc.


granulaire humide

Cette approche de formulation est basée sur l'association d’un squelette granulaire

(gravillon+sable) humide et une pâte dont l'arrangement granulaire à été optimisé (Diederich,

10). Cette approche met en avant un concept classique qui stipule qu'un volume de béton est

la somme d'un volume de pâte, de granulats humides et de vides suivant l’équation 1.4 :

é (1.4)

Où le volume de pâte est composé de ciment, d’addition, de superplastifiant et d'eau. Le

volume du squelette granulaire est composé de granulats associés à une quantité d'eau afin de

satisfaire leur demande en eau.

Pour un dosage fixe en ciment par m3 de béton, l’auteur affirme qu’il serait possible de

formuler des pâtes avec des rapports Addition / Ciment (A/C) et Superplastifiant /

(Ciment+Addition) (SP/(C+A)) définis en utilisant l’équation 1.5 :

(1.5)


20

VEC : volume d'eau compacte correspondant au volume d'eau permettant de remplir

les vides entre les particules solides à compacité maximale. Le VEC résulte de la

connaissance du ratio de vide déterminé à la compacité maximale de la suspension.

VEX : volume d'eau en excès qui permet la fluidification de la suspension. Il est

défini à partir de l'épaisseur EPEX fixée et de la surface de poudre (ciment+addition)

obtenue à partir des surfaces spécifiques BET de chaque nature de poudre.

Une fois la composition de la pâte déterminée, l’étape suivante consiste à estimer la demande

en eau des granulats. En effet, la connaissance de l’eau retenue par le squelette granulaire est

importante lorsque celui-ci est associé à une pâte. Cette quantité d'eau sera alors logiquement

incorporée afin de ne pas modifier les propriétés d'écoulement de la pâte. La méthode d’essai

est inspirée des travaux de Barrioulet (Barrioulet, 77), l’essai est réalisé par une filtration sous

pression de l’eau contenue dans le squelette granulaire (Figure 1.3-a). Le mode opératoire est

décri en détail dans les travaux d’El Barrak et Diederich (El Barrak, 05 et Diederich, 10).

a- Dispositif de mesure de l’eau retenue

b- Exemple de courbe de filtration d’un squelette

Figure 1.3. Mesure de l’eau retenue par les granulats (Diederich, 10)

L’intersection des droites AB et CD (Figure 1.3-b) correspond au volume d’eau retenue par

les granulats au point A'.

5. CARACTÉRISATION DES BAP À L’ÉTAT FRAIS

En plus du pouvoir auto-compactant des BAP, leurs propriétés les plus importantes pour la

mise en œuvre sont la fluidité, la stabilité et l’homogénéité.

Plusieurs essais permettent d’effectuer le contrôle de ces propriétés sur le béton à l’état frais.

Ces essais vont du simple cône servant à la mesure de l'étalement et du T500, jusqu'au

complexe et coûteux rhéomètre à béton. Pratiquement, il est difficile de juger de

l’acceptabilité d’un BAP en se basant uniquement sur un seul essai, jusqu’à présent, il

n’existe aucun test universel qui permet la caractérisation de l’ensemble des propriétés des

BAP (Mouret et al., 04).

A'


21

Ces propriétés se regroupent en trois aspects et peuvent être quantifiées à l’aide d’essais

empiriques : la mobilité en milieu non confiné, la mobilité en milieu confiné et la stabilité. Le

tableau 1.2 synthétise les différents essais de caractérisation des BAP les plus répertoriés dans

la littérature.

Tableau 1.2. Différents essais pour la caractérisation des BAP

Propriétés Essais Plages

recommandées Schémas

Cap

aci

té d

e p

ass

age

Etalement à

l’anneau

(J-ring)

(NF EN 12350-

12)

PJ1 ≤ 100 mm à 12

barres

PJ2 ≤ 100 mm à 16

barres

Ecoulement à

l’entonnoir

(V-Funnel)

(NF EN 12350-9)

0 > VF1 < 9 s

9 ≤ VF2 ≤ 25 s

Essai à la boite

LCPC

(LCPC Box)

(Roussel, 07)

_


22

Essai à boîte

en L

(L-Box)

(NF EN 12350-

10)

PL1 ≥ 0.8 à 2 barres

PL2 ≥ 0.8 à 3 barres

Cap

aci

té d

e re

mp

liss

age

Essai à la boîte en

U

(U-Box)

(Hayakawa, 93)

Hauteur de

remplissage ≥ 30 cm

Étalement au cône

d’Abrams (Slump

flow)

(NF EN 12350-8)

550 ≤ SF1 ≤ 650 mm

660 ≤ SF2 ≤ 750 mm

760 ≤ SF3 ≤ 850 mm

Temps

d'étalement (T500)

(NF EN 12350-8)

VS1 < 2 s

VS2 ≥ 2 s

Essai au caisson

(Kajima test)

(RILEM, 01)

R > 60 %


23

Rés

ista

nce

à l

a s

égré

gati

on

sta

tiq

ue

Essai de stabilité

au tamis

(NF EN 12350-

11)

SR1 ≤ 20%

SR2 ≤ 15%

Essai de la

colonne

(Otsuki et al., 96)

Ginf – Gsup ≤ 5%

6. RHÉOLOGIE DES BÉTONS AUTOPLAÇANTS

L'intérêt des BAP s'avère dans leur fluidité extrême qui facilite leur mise en œuvre. Nous

avons vu dans la section précédente quelques méthodes de caractérisation des BAP à l'état

frais qui prédisent le comportement des BAP à différentes phases de la mise en œuvre. Ces

essais, dont la plupart sont normalisés par l'AFNOR, se résument à des essais empiriques peu

coûteux et faciles à reproduire sur le chantier pour le contrôle de la qualité des BAP. La

rhéologie est une science qui traite de l'écoulement de la matière, dans cette partie du chapitre

on s'intéressera à la rhéologie des bétons en phase d'écoulement (état frais du matériau). La

rhéologie apporte des réponses supplémentaires, dans la mesure où on peut déterminer des

propriétés rhéologiques, notamment, le seuil de cisaillement appelé aussi seuil d'écoulement

ou contrainte seuil et la viscosité plastique.

6.1. Définition des propriétés rhéologiques

6.1.1. Contrainte de cisaillement

Couarraze et Grossiord (Couarraze, 83) définissent la contrainte de cisaillement (τ) comme

étant une contrainte tangentielle qui s’exerce à la surface d’une couche de matériaux en

écoulement lors d’un mouvement laminaire de cisaillement. En régime laminaire, en effet, un

mouvement relatif des couches les unes par rapport aux autres est engendré. Elle est exprimée

en pascals (Pa).


24

6.1.2. Vitesse de cisaillement

La vitesse de cisaillement, appelée aussi gradient de vitesse ( ), représente la dérivée par

rapport au temps de la déformation de cisaillement. Elle correspond à la vitesse de

déformation de deux couches successives d'un matériau qui a subi un cisaillement (Couarraze,

83). Elle est exprimée par l'inverse du temps (s-1

).

6.1.3. Seuil de cisaillement

Le seuil de cisaillement (τ0) est défini comme étant la contrainte de cisaillement minimum à

atteindre pour que le fluide s’écoule. Pour des contraintes en-dessous de ce seuil, le matériau

se comporte comme un solide et ne présente pas de déformation permanente. Il est exprimé en

pascals (Pa). Plusieurs méthodes de mesure du seuil existent dans la littérature (Dzuy, 83 ;

Liddell, 96). Il existe deux types de seuil : le seuil statique et le seuil dynamique.

Le seuil de cisaillement statique (au repos) est le premier seuil à mesurer sur un échantillon

vierge de tout cisaillement ultérieur à l’exception du malaxage et des opérations de mise en

route de l’essai. Il correspond à la contrainte à appliquer pour obtenir le premier signe

d’écoulement. Le seuil statique est déterminé en imposant à la suspension une contrainte

croissante jusqu’à la valeur impliquant son écoulement.

Cependant, le seuil de cisaillement dynamique est obtenu théoriquement par une extrapolation

de la courbe d’écoulement à un gradient de vitesse nul.

L’état vierge de la structure d’une suspension, rend le seuil de cisaillement statique plus élevé

que le seuil dynamique. Certains auteurs (Dzuy, 85 ; Cyr, 99), ont montré que les deux seuils

peuvent présenter une certaine corrélation, malgré le fait qu’ils présentent des phénomènes

physiques différents.

6.1.4. Viscosité

La viscosité (μ), appelée aussi viscosité apparente (Tattersall, 83) est définie par le rapport

entre la contrainte de cisaillement et le gradient de vitesse de cisaillement. Elle est dépendante

du gradient à l'exception des substances Newtoniennes, dans ce cas elle est constante. La

viscosité apparente est égale, pour un point donné de la courbe d'écoulement (τ - ) à la pente

de la droite joignant l'origine au point représentatif considéré. Elle est exprimée en

pascal.seconde (Pa.s).

La viscosité plastique (μpla) est définie comme étant la pente de la courbe d'écoulement à

chaque point. Pour le modèle de Bingham (Bingham et Green, 19), la viscosité plastique (µb)

est une constante, puisque la courbe d'écoulement est une droite. Cependant, pour le modèle

d'Herschel-Bulkley (Herschel et Bulkley, 26), la viscosité plastique est variable pour chaque

point, elle est la dérivée par rapport au gradient de vitesse de l'équation de la contrainte de

cisaillement, son expression est donnée par l'équation 1.6 :

(1.6)

k et n sont des constantes caractéristiques.


25

6.1.5. Concentration volumique en solides

En rhéologie on a recours à exprimer les concentrations en volume plutôt qu’en masse. La

concentration volumique en solides est définie par le rapport entre le volume du solide et le

volume total du matériau (volume solide Vs + volume liquide Ve) (équation 1.7) :

(1.7)

6.2. Types de comportements rhéologiques

La rhéologie est une science qui traite de l’écoulement en phase fluide et de ce fait, elle

permet de prédire le comportement d’un matériau considéré comme un milieu continu pour

lequel les équations de la mécanique des fluides sont applicables. Le principe de base est de

soumettre le matériau à un cisaillement et d’étudier les contraintes et les déformations subies

par ce dernier. En reliant ces paramètres, on arrive à définir des rhéogrammes souvent appelés

courbes d’écoulement qui sont fonction de la contrainte de cisaillement (τ) et de la vitesse de

cisaillement ( ).

On distingue deux types de courbes d’écoulement caractérisant les comportements

rhéologiques des fluides : comportement linéaire et comportement non linéaire. La figure 1.4

regroupe les différents types de comportement rhéologique.

6.2.1. Courbes de comportement linéaires

Les comportements d'écoulement linéaires regroupent les corps Newtoniens exclusivement

visqueux qui ne nécessitent pas d’atteindre une certaine valeur de contrainte de cisaillement

pour pouvoir s'écouler. Leur viscosité apparente est constante (Figure 1.4 – courbe 2a). On

trouve aussi les corps Binghamiens viscoplastiques qui nécessitent une contrainte minimale

appelée seuil de cisaillement (τ0) non nulle, au-delà de laquelle on observe un écoulement de

la matière. Leur viscosité apparente décroît lorsque la vitesse de cisaillement augmente

(Figure 1.4 – courbe 1a).

6.2.2. Courbes de comportement non linéaires

Les comportements d’écoulement non linéaire regroupent les corps complexes exclusivement

visqueux ou viscoplastique, mais ayant des modèles de comportement non linéaires avec et

sans seuil de cisaillement. On distingue deux types de comportement : le comportement

rhéofluidifiant qui correspond à la diminution de la viscosité au fur et à mesure que la vitesse

de cisaillement à laquelle est soumis un fluide augmente. Il apparaît pour un indice n < 1

(Figure 1.4 – courbes 1b et 4b). Le comportement rhéoépaississant correspond à

l’augmentation de la viscosité en fonction de l’augmentation de la vitesse de cisaillement. Il

apparaît pour un indice n > 1 (Figure 1.4 – courbes 2b et 3b). Ces comportements sont

souvent décrits par des modèles obéissant à des lois de puissance, la plus commune étant celle

d’Herschel-Bulkley (Cyr, 99).


26

a- Comportement rhéologique linéaire

b- Comportement rhéologique non linéaire

Figure 1.4. Différents comportements rhéologiques (Cyr, 99)

Il existe dans la littérature (Ferraris, 99) toute une panoplie de modèles décrivant des

comportements qui obéissent à des lois de puissance, cependant, dans la pratique, les plus

répandus sont les modèles de Bingham et d’Herschel-Bulkley.

Afin de modéliser un comportement rhéologique d’un béton frais ordinaire ou à haute

performance, on a recours généralement au modèle de Bingham (Hu, 96 ; de Larrard, 00a et

Rilem, 01), ce modèle ne comprend que deux paramètres à ajuster (τ0 et μ) (NIST, 00, 01 et

Hu, 95). L’équation 1.8 décrit le modèle de Bingham.

(1.8)

Avec : τ : Contrainte de cisaillement (Pa),

τ0 : Seuil de cisaillement (Pa),

γ : Gradient de vitesse (s-1

),

μ : Constante appelée, viscosité plastique de Bingham (Pa.s).

Cependant, certains auteurs (Ferraris, 98 et de Larrard et al., 98) affirment que les BAP

n’obéissent pas forcément aux modèles linéaires de Bingham, ceci est dû à l’extrapolation du

seuil d’écoulement qui peut être négatif. Ce qui est confirmé par d’autres auteurs (Ferraris, 98

; de Larrard, 98 ; Banfill, 03 ; Mouret, 03). Cyr (Cyr, 99) rapporte que les pâtes à base de

superplastifiant convergent vers un comportement non linéaire rhéoépaissisant selon le

modèle d’Herschel-Bulkley, décrit par l’équation 1.9 :

(1.9)

Avec : τ : Contrainte de cisaillement (Pa),

τ0 : Seuil de cisaillement (Pa),

γ : Gradient de vitesse (s-1

),

k : Coefficient de viscosité,

n : Indice du modèle.


27

De Larrard et al. (de Larrard et al., 98), ont proposé un modèle de Bingham modifié, issu de

l’exploitation des mesures rhéologiques selon le modèle d’Herschel-Bulkley. D’après leurs

études, ils ont montré que les deux paramètres k et n du modèle d’Herschel-Bulkley étaient

liés et de ce fait, le modèle ne contenait que deux paramètres indépendants, facilitant ainsi son

utilisation. La valeur du seuil d’écoulement obtenue par le modèle d’Herschel-Bulkley est

conservée, cependant, la courbe d’écoulement est remplacée par une droite obtenue par une

régression linéaire. La viscosité plastique est fonction des deux paramètres k et n d’Herschel-

Bulkley, son expression est donnée par l’équation 1.10 :

(1.10)

Avec : μ : Viscosité plastique (Pa.s),

: Gradient de vitesse (s-1

),

k : Coefficient de viscosité,

n : Indice du modèle.

La figure 1.5 représente les courbes d’écoulement des trois modèles présentés ci-dessus :

Figure 1.5. Différents modèles rhéologique (Wüstholz, 05)

6.3. Corrélation entre les essais empiriques et les mesures rhéologiques

Nous avons vu dans la section précédente que la caractérisation d’un BAP demande un certain

nombre d’essais afin de cerner toutes leurs différentes propriétés à l’état frais. Des essais qui

demandent pour certains, un temps d’attente contraignant comme celui de la stabilité au tamis

(plus de 15 minutes avant d’avoir un résultat) ; à ceci s’ajoute la nécessité de faire l’ensemble

de ces essais en simultané, ce qui se traduit par un volume plus important de béton afin de

couvrir la demande de tous les essais et un nombre plus importants d’opérateurs, sans oublier

les essais rhéologiques qui doivent être entamés en même temps que les essais d’ouvrabilité.

C’est dans cette optique que des travaux de recherches ont été réalisés, aboutissant à des

corrélations qui relient les différentes mesures rhéologiques et d’ouvrabilité et parfois même


28

des paramètres de rhéologie ou bien d’ouvrabilité entre eux. Ce genre de corrélation est

intéressant dans la mesure où on pourra réduire le nombre d’essais à réaliser, puisqu'on pourra

déduire un résultat qui a été corrélé au préalable avec un autre résultat.

EL Barrak (El Barrak, 05) rapporte que des études, menées au LMDC de Toulouse, ont

montré une absence ou une faiblesse de corrélation entre les différents essais d’ouvrabilité.

Or, d’après Mouret et al. (Mouret et al., 04), il semblerait y avoir une bonne corrélation entre

l’essai à l’entonnoir et celui de la boîte en L. Il serait plus intéressant de relier des grandeurs

rhéologiques à des propriétés d’ouvrabilité, dans la mesure où on ne dispose pas toujours de

rhéomètre pour la caractérisation rhéologique. Les corrélations obtenues pourraient alors

remplacer à titre indicatif des essais sur rhéomètre.

6.3.1. Corrélation entre viscosité et grandeurs d’ouvrabilité (T500 et Tvf)

Plusieurs auteurs s’accordent sur le fait que la viscosité (plastique ou apparente) est bien

corrélée au temps d’écoulement mesuré à l’entonnoir (Utsi et al., 03 ; Jin, 02) et aussi au T500

(Sedran, 99 ; Emborg, 99). La figure 1.6 présente deux corrélations, entre la viscosité mesurée

au viscosimètre BML et le temps d’écoulement à l’entonnoir (1.6-a) ainsi qu’au T500 (1.6-b).

a- Corrélation entre la viscosité et le temps

découlement au V-funnel (Utsi et al., 03 et Jin, 02)

b- Corrélation entre la viscosité et le temps

d’étalement T500 (Sedran, 99 et Emborg, 99)

Figure 1.6. Corrélations entre viscosité et temps d’écoulements

Sedran (Sedran, 99), propose une corrélation entre la viscosité plastique et une grandeur

d’ouvrabilité obtenue par l’essai au cône d’Abrams, elle est donnée par l’équation 1.11 :

(1.11)

Avec : µ : Viscosité plastique du matériau (Pa.s),

ρ : Masse volumique du béton (kg /m3),

Sf : Étalement en (mm),

T500 : Temps que met la galette à atteindre un diamètre de 500 mm (en seconde).


29

Esping (Esping, 07) a réalisé une compagne d’essais contenant 550 formulations de BAP, qui

s'est conclu par une corrélation entre la viscosité, le T500 et le seuil de cisaillement (équation

1.12). Cependant, le rhéomètre utilisé pour mesurer les grandeurs rhéologiques (μ et τ0) n’a

pas été précisé.

(1.12)

Avec : µ : Viscosité plastique du matériau en (Pa.s),

T500 : Temps que met la galette à atteindre un diamètre de 500 mm (en seconde),

τ0 : Seuil de cisaillement (Pa).

6.3.2. Corrélation entre seuil de cisaillement et étalement

Si la viscosité est bien corrélée à certaines grandeurs d’ouvrabilité, on ne peut pas en dire

autant du seuil de cisaillement et de l’étalement. En effet, les auteurs sont moins unanimes sur

une telle corrélation. En effet, Emborg et Utsi et al. (Emborg, 99 ; Utsi et al., 03) démontrent

une faible corrélation entre le seuil d'écoulement obtenu par une extrapolation du modèle de

Bingham et la mesure d’étalement. Tandis que Ferraris et de Larrard (Ferraris, 98), ont

effectué des essais sur BAP, ils rapportent qu’une bonne corrélation peut être obtenue entre le

seuil de cisaillement extrapolé par le modèle d'Herschel-Bulkley et l’étalement. La figure 1.7

présente les résultats des différents auteurs.

a- Résultats obtenus par Emborg (Emborg, 99)

b- Résultats obtenus par Ferraris (Ferraris, 98)

Figure 1.7. Corrélation entre le seuil de cisaillement et l’étalement

Plusieurs études issues de la littérature mentionnent une éventuelle relation entre le seuil de

cisaillement des BAP et leurs étalements, mais elle reste contestable, compte tenu de la

variabilité des résultats obtenus. Contrairement au béton ordinaire vibré (BOV), la relation

entre le seuil d’écoulement et l’affaissement a bien été mise en évidence (Hu, 95 et Sedran,

99). Ceci est dû au seuil des BOV qui est nettement supérieur à celui des BAP et donc moins

proche de la précision des appareils de mesure. Le tableau 1.3 regroupe quelques corrélations

entre seuil et étalement des BAP.


30

Tableau 1.3. Corrélations seuil d’écoulement - étalement

Références Corrélations

Kurokawa (Kurokawa et al., 94)

Coussot (Coussot et al., 96)

Sedran (Sedran, 99)

Jin (Jin, 02)

Esping (Esping, 07)

Hadad (Hadad, 07)

Avec : Sf : Étalement,

Ρ : Densité du béton,

g : Accélération de la pesanteur,

τ0 : Seuil de cisaillement,

α, β et γ : Réels positifs.

Roussel et Coussot (Roussel, 06) affirment qu’il ne serait pas possible de relier le seuil de

cisaillement d’un BAP à son étalement, ceci est dû à l’épaisseur finale de la galette après arrêt

de l’écoulement qui est du même ordre de grandeur que le diamètre maximal du plus gros

granulat, rendant ainsi impossible toute corrélation analytique. Ils montrent, pour qu’un essai

d’étalement soit représentatif du comportement rhéologique d’un béton, qu’il faudrait que

l’échantillon soit représentatif du matériau. Ceci implique deux conditions, d’une part le

volume de l’échantillon doit être grand devant le volume élémentaire des plus grosses

particules et d’autre part, les dimensions caractéristiques de l’écoulement doivent être grandes

devant la taille des plus grosses particules composant le béton.

La première condition est remplie puisque le volume du cône d’Abrams est

approximativement de 6 litres, soit 5000 fois la taille des plus grosses particules. Cependant,

la deuxième condition n’est pas toujours facile à satisfaire dans l’essai d’étalement, elle

impose que l’épaisseur maximale soit au moins 5 fois supérieure au diamètre du plus gros

grain (Coussot, 99). Or, l’épaisseur maximale de la galette formée après arrêt de l’écoulement

est nettement inférieure à la limite fixée. Sans cette condition, une bonne corrélation ne serait

pas justifiée et c’est malheureusement le cas des BAP qui montre que l’essai d’étalement doit


31

être considéré avec précaution quand on cherche à relier l’étalement au seuil de cisaillement.

Un essai alternatif à celui de l’essai d’étalement et aboutissant à une meilleure corrélation est

proposée par Roussel (Roussel, 07), c’est l’essai à la boîte LCPC, il sera présenté plus en

détail dans le chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.4.1.3).

7. EFFETS DES ADDITIONS MINÉRALES SUR LA RÉSISTANCE MÉCANIQUE

ET LA DURABILITÉ DES BAP

La pérennité d’un ouvrage en béton et sa durabilité dans le temps, dépend de plusieurs

paramètres liés d’une part à l'environnement (nature, concentration et renouvellement ou non

des éléments agressifs) et d'autre part au matériau lui-même (nature et dosage des

constituants, conditions de fabrication et de cure). Il est généralement admis qu’un béton

durable est un béton résistant aux agressions. La pénétration de gaz et des différents fluide

dans le béton s’effectue par l’intermédiaire du réseau poreux de la matrice cimentaire, qui

représente une barrière ouverte au milieu extérieur, permettant ainsi le passage des différents

agents agressifs. Les principaux processus qui gouvernent ces transferts sont l’absorptivité, la

perméation et la diffusivité.

L’absorptivité est définie comme un transfert des liquides dans un matériau poreux

dû à des tensions de surface dans les capillaires.

La perméation est définie comme étant le transfert de fluides sous l’effet d’un

gradient de pression, elle est généralement assimilée à deux principales grandeurs, la

perméabilité au gaz et la perméabilité à l’eau.

La diffusion quant à elle est définie comme un transfert ionique sous l’effet d’un

gradient de concentration. La grandeur qui lui est associée est la diffusion des ions

chlorures.

Dégradation spécifique : la carbonatation et la lixiviation sont des dégradations

accélérées qui traduisent des désordres causés dans le béton par la carbonatation

naturelle et la dégradation en eau pure.

On a vu précédemment, que les BAP se caractérisent par un volume de pâte élevé, ce dernier

est obtenu généralement par l’ajout d’une quantité importante d’additions minérales. Plusieurs

auteurs (Pandey, 00 ; Ramezanianpour, 95 et Hooton, 84) s’accordent sur le fait que les

additions minérales développent une microstructure différente de celle développée par un

ciment Portland ordinaire. Ceci dépend étroitement de la nature de l’addition (inerte ou

réactive) et de sa finesse, mais aussi du mode d’introduction de l’addition par substitution

et/ou ajout.

7.1. Résistance mécanique

Les différentes études de la littérature (Klug, 03 ; Assié, 04 et Domone, 07) qui concernent les

principaux travaux réalisés sur la résistance mécanique des BAP révèlent que pour un rapport

eau/liant similaire, les BAP développent une résistance mécanique en compression égale et

parfois même légèrement supérieure à celle des bétons ordinaires vibrés. La raison à cette

différence est liée à l’utilisation des additions minérale, la prise en compte ou non du concept


32

du liant équivalent ainsi qu’un dosage en superplastifiant plus élevé que les bétons vibrés

(Thomas, 99 et Shi et al., 02).

Plusieurs études (Gibbs, 99 et Assié, 04) comparent l'évolution de la résistance mécanique des

BAP contenant des fillers calcaires à celle des bétons vibrés. Ces auteurs observent une

accélération de la résistance au jeune âge et cela jusqu'à 28 jours. Ceci est expliqué par une

hydratation favorisée par une multiplication des sites de nucléation des fines du filler. Pour

Petersson (Petersson, 01), cette résistance augmente d'autant plus que la finesse du filler est

importante.

Bajad et al. (Bajad et al., 11) rapporte que l’incorporation de la poudre de verre en

remplacement du ciment provoque une augmentation de la résistance mécanique des bétons

proportionnellement aux taux de remplacement jusqu’à 20%. Au-delà de 20%, la résistance à

la compression diminuée. Les auteurs attribuent l’augmentation de la résistance à la réaction

pouzzolanique et au remplissage des vides par les nouveaux C-S-H qui ont donné lieu à une

microstructure du béton plus dense.

Les verres contiennent des quantités importantes d’alcalins pouvant entraîner des effets

préjudiciables sur le béton en relation avec les réactions alcali-silice ou alcali-granulat si le

verre est utilisé sous forme granulaire. Cependant, de nombreux auteurs (Shi et al., 05 et Chen

et al., 06) conviennent que le verre entraîne un comportement bénéfique associée à la réaction

pouzzolanique s’il est utilisé sous forme de poudre. Des études menées par (Shao et al., 00)

ainsi que par (Shi et al., 05), rapportent que la cinétique de la réaction du verre est plus rapide

que celle des cendres volantes qui ne réagissent qu’après une à plusieurs semaines, lorsque la

concentration des alcalins dans la solution interstitielle est devenue suffisante. En effet, le

verre apporte lui-même les alcalins nécessaires au déclenchement de la réaction.

Shi et al. (Shi et al., 09) ont étudié l’influence du remplacement du ciment Portland par de la

fumée de silice et du laitier granulé sur la résistance à la compression des bétons à hautes

performances. Les auteurs rapportent que la valeur critique au-delà de laquelle le

remplacement du ciment par les additions n’altère pas les résistances, est fortement

dépendante du rapport eau/liant (E/L). En effet, pour un rapport E/L de 0,25, la résistance à la

compression des bétons à base de fumée de silice augmente avec l'augmentation du taux de

remplacement jusqu'à 30%. Tandis que pour un rapport E/L de 0,30, les bétons à base de

laitier granulé ont un taux de remplacement optimal de 15%. Pour un même rapport E/L, les

auteurs trouvent que la résistance en compression des bétons à base de laitier est beaucoup

plus élevée que celle à base de fumée de silice. Ceci pourrait être attribué à la capacité

hydraulique latente du laitier.

7.2. Porosité

À l’échelle macroscopique, Baron et Ollivier (Baron, 92) définissent une structure poreuse

d’un matériau cimentaire comme un ensemble d’espaces vides plus au moins connectés,

répartis aléatoirement dans un milieu et limités par la présence d’une matrice solide.

Dans le béton, on distingue différents types de pores en fonction de leur rayon moyen qui

varie de l’angström jusqu’au millimètre (Balayssac, 92). Le Comité Euro-International du


33

Béton (C.E.B, 96) propose une classification des pores présents dans la matrice cimentaire du

béton :

Porosité relative aux hydrates, dont le rayon moyen est compris entre 20 et 30Å caractérisée

par les vides les plus petits (pores du gel ou micropores), est une caractéristique intrinsèque

des hydrates formés. Ces pores ne sont pas affecté par la variation du rapport E/C. Les pores

du gel de C-S-H se classe dans cette catégorie de pores. D’un point de vue de la durabilité,

cette porosité n’a qu’un rôle secondaire.

Porosité capillaires, dont le rayon moyen est compris entre 0,01 et 100µm correspondent aux

espaces vide de la matrice cimentaire non comblés par les hydrates et sont initialement

occupés par l’eau en formant un réseau continu. Ce sont ces pores qui ont une influence

prépondérante sur les mécanismes de transport de matière dans la matrice cimentaire du

béton. Avec l’avancement de l’hydratation du ciment, les espaces capillaires se remplit

progressivement, ce qui favorise la diminution de la porosité capillaire dont le rapport E/C est

fortement dominent.

Porosité dus à l’air occlus, dont le rayon moyen est compris entre 10µm et plus de 1mm

apparaissent lors du malaxage et se caractérisent généralement par une forme sphérique

(bulles d’air). Leurs dimensions et leur distribution dans matrice cimentaire est liées aux

conditions de mise en œuvre (malaxage et serrage), des propriétés rhéologiques du béton et de

l’introduction ou non d’adjuvant. Ces vides n’évoluent pas au cours de l’hydratation, leur

présence favorise la discontinuité des pores capillaire de la matrice cimentaire lors du transfert

d’un liquide ou d’un gaz.

En ce qui concerne les additions, le réseau poreux du béton dépond de la nature et de

l’intensité de leurs effets physico-chimique, microstructural et éventuellement chimique. En

effet, Buil et Ollivier (Buil, 92) rapportent que les distributions de taille de pores de ciment

CEM I et CEM II à base de filler calcaire, pour la même classe de résistance sont très

voisines. Les pâtes fabriquées avec ajout de laitier granulé ont une porosité plus importante,

aux jeunes âges, du fait de leur réaction hydraulique latente. Par contre sur le long terme,

l’effet chimique peut permettre une évolution notable de la porosité (à condition toutefois que

la réaction puisse se dérouler c’est-à-dire qu’une cure efficace soit mise en œuvre pour le

béton de peau) (de Larrard, 02). L’ajout de fumée de silice permet de réduire de manière

appréciable la porosité, si le rapport E/C est maintenu constant la dimension des plus gros

pores diminue. De plus, l’emploi conjoint de superplastifiants, diminue également le rapport

E/C, on obtient alors un produit de porosité réduite et aux qualités très améliorées (Baroghel-

Bouny, 98).

7.3. Absorption capillaire

L’absorptivité est influencée par le rapport eau/ciment (E/C), le taux de saturation des pores et

la composition du liant, notamment, la nature du ciment et des additions minérales (Bessa-

Badreddine, 04). Dans la suite de cette section, on s’intéressera à la contribution des additions

minérales dans la modification de la structure poreuse.

Les résultats obtenus par Assié (Assié, 04) sur l’absorption capillaire entre des bétons à base

de ciment Portland ordinaire et des BAP à base de filler calcaire à différentes classes de


34

résistance ne permettent pas de se prononcer sur la cinétique d’absorption entre les deux types

de bétons. Néanmoins, l’auteur admet qu’il y a une certaine ressemblance entre l’absorption

capillaire des BAP et celle des bétons ordinaires, ce qui a été confirmé par Böel et al. (Böel et

al., 02). Ils rapportent que l’influence du filler calcaire est bénéfique pour l’absorption.

D’autres résultats réalisés par Zhu et al. (Zhu et al., 01) démontrent que l’absorption capillaire

des BAP est inférieure à celle des bétons ordinaires et qu’elle est d’autant plus faible qu’ils

contiennent des fillers calcaires.

A l’échelle des mortiers (Bessa-Badreddine, 04) rapporte que, l’incorporation des additions

minérale en substitution du ciment à une teneur inférieure à 30% conserve la structure poreuse

de la matrice cimentaire et permet de maintenir sa complexité vis-à-vis de la tortuosité et de la

constrictivité indépendamment de la nature de l’addition. Cependant, pour des teneurs

d’addition en substitution supérieure à 30%, l’absorptivité des mortiers diffère en fonction de

la nature de l’addition. L’auteur montre que pour des mortiers à base de fumée de silice à

faible teneur, incorporée conjointement avec un ciment du type CEM I, l’absorptivité est

réduite d’environ 50%. Ceci est dû à la densification de la matrice cimentaire par les C-S-H

produits lors des réactions pouzzolaniques.

L’étude réalisée par Matos et Sousa-Coutinho (Matos, 12) révèle que les mortiers à base de

poudre de verre à 10 et 20% en substitution du ciment présentent une absorption capillaire et

une sorptivité similaires à celles du mortier témoin à base de ciment Portland ordinaire. Les

auteurs expliquent ce résultat par une finesse semblable entre le ciment et la poudre de verre.

Cependant, le mortier à base de 10% de fumée de silice développe de meilleures

performances s’expliquant par une finesse plus étendue des particules qui contribuent à

réduire les pores capillaires. D'autres auteurs, tels que Taha et Nounu (Taha, 08) ont

également montré des résultats similaires.

7.4. Perméabilité au gaz

Il est généralement connu que, d’un point de vue théorique, les additions minérales

augmentent la compacité de la matrice cimentaire, ce qui induit une augmentation de la

résistance mécanique et une diminution de la perméabilité. Cependant, il existe une certaine

divergence autour de cette hypothèse et les résultats trouvés dans la littérature s’avèrent être

contradictoires.

Dans la plupart des cas, les matériaux à base de ciment Portland ordinaire présentent une

perméabilité au gaz plus faible que celle des matériaux à base de ciment composés. D’après

plusieurs auteurs (Mehta, 86 et Day, 88), les pores de diamètre inférieur à 30nm ne

contribuent pas à la perméabilité au gaz. Ce type de transfert est principalement régi par les

plus gros pores. Perlot (Perlot, 05) rapporte que les additions minérales réduisent le diamètre

des pores et multiplient les petits pores, néanmoins, la porosité totale d’un matériau à base

d’addition reste élevée et masque l’effet de densification de la microstructure.

Shi et al. (Shi et al., 09) ont effectué des essais de perméabilité à l'azote sur des bétons à

hautes performances à base de laitier granulé et de fumée de silice avec plusieurs taux de

substitution. Les auteurs rapportent que l'influence de la fumée de silice sur la perméabilité au

gaz est affectée par le rapport E/L, alors que pour le laitier granulé, son influence sur la


35

perméabilité au gaz est indépendante du rapport E/L. Les auteurs de l’étude concluent que

pour de faibles rapports E/L, la substitution de 30% de fumée de silice conduit à une légère

amélioration de la perméabilité au gaz. Cependant, pour de forts rapports E/L, la substitution

de la fumée de silice détériore considérablement la perméabilité au gaz proportionnellement

au taux de substitution. La substitution de 30% du ciment Portland par du laitier granulé

réduit le coefficient de perméabilité des gaz, au-delà de ce taux, la perméabilité au gaz

augmente légèrement. Cette dernière diffère peu pour différents rapports E/L. D'autres

résultats de la littérature (McCarthy, 05) révèlent que l'incorporation de fumée de silice et du

laitier granulé peuvent avoir une réduction significative sur la perméabilité au gaz des bétons

ordinaires pour des rapports E/L constants.

Siad et al. (Siad et al., 11) ont réalisé une étude de perméabilité sur un béton vibré à base de

ciment Portland ordinaire et un BAP à base de filler calcaire incorporé par ajout, pour un

même rapport E/L et même classe de résistance des bétons. L’étude a montré que la

perméabilité des bétons ordinaires est de l’ordre de 2 à 3 fois plus importante que celle des

BAP. Bien que le filler calcaire ne développe aucune activité chimique, sa contribution à la

perméabilité est nettement meilleure que celle du béton vibré. Ce résultat a été confirmé par

d’autres auteurs (Zhu, 03 ; Assié et al., 07) qui rapportent, que les bétons à base de filler

calcaire présentent des perméabilités égales ou inférieures aux bétons sans filler. Néanmoins,

Tsivilis et al. (Tsivilis et al., 00 ; Tsivilis et al., 03) montrent que l’incorporation du filler

calcaire au sein d’un béton vibré n’influence pas sa perméabilité.

D’autres études (Zhu et al., 01 ; De Schutter et al., 03) révèlent que la perméabilité des BAP

est inférieure à celle des bétons ordinaires. Les comparaisons ont été réalisées à même

quantité de ciment et rapport eau/ciment (E/C). La diminution de la perméabilité des BAP est

attribuée à l’utilisation des additions minérales.

7.5. Diffusion des ions chlorure

La diffusion est le résultat d’un transfert de matière dans le béton par l’intermédiaire d’un

réseau poreux sous l’effet d’un gradient de concentration. Il existe dans la littérature plusieurs

données qui s’alignent sur le fait que la diffusivité d’un matériau cimentaire est réduite par

l’incorporation d’addition minérale. Cependant, ce postulat ne reçoit pas l’unanimité de tous

les auteurs.

En effet, (Tang et al., 99) ont réalisé une comparaison entre un BAP à base de filler calcaire

en substitution d’une partie du ciment et un béton ordinaire sans addition. Les deux bétons ont

subi un essai de diffusion des ions chlorure sous un champ électrique. Les résultats révèlent

que le coefficient de diffusion du BAP est de 2 à 3 fois supérieur à celui du béton ordinaire et

cela malgré un rapport eau/ciment (E/C) plus faible pour le BAP, qui est de 0,4 contre 0,5

pour le béton ordinaire. Ces coefficients s’expliquent par une mauvaise dispersion des

particules de l’addition. Assié (Assié, 04) rapporte que le coefficient de diffusion effectif des

BAP est semblable à celui des bétons vibrés et cela pour la même classe de résistance.

Plusieurs auteurs s'accordent sur le fait que la diffusivité est conditionnée par la

microstructure. En effet, (Béjaoui, 01) a étudié l'impact des additions minérales sur le

développement de la porosimètrie des pâtes. Pour cela, des pâtes ont été confectionnées à base


36

de ciment Portland ordinaire et de ciment composé avec ajout de laitier granulé à différents

rapports eau/ciment (E/C). L'auteur rapporte que la porosité totale développée par les pâtes

comportant des additions est plus importante que celle des pâtes sans additions, cependant, la

distribution des pores se décale vers les petites tailles, ce qui implique une diminution du

coefficient de diffusion. Selon les travaux de Béjaoui, on déduit que la diffusion n'est pas

reliée à la porosité totale mais à la répartition de la taille des pores.

Des travaux ont été réalisés par Niang et al. (Niang et al., 12), sur la diffusion des ions

chlorure des bétons à base de poudre de verre. Les résultats obtenus montrent que,

l’incorporation de la poudre de verre en substitution du ciment Portland diminue de manière

significative la diffusion des ions chlorures du béton. La poudre de verre confère au béton une

meilleure résistance à la pénétration des ions chlorures par rapport à un béton à base de

ciment Portland. Les diffusions sont d’autant plus faibles, que la maturation du béton est

avancée. L’auteur explique cette amélioration par une diminution des pores du béton due à la

réaction pouzzolanique de la silice contenue dans le verre. Les résultats trouvés, confirment

ceux obtenus par d’autres auteurs (Shayan, 06 ; Schwarz et al., 08b et Wang et al., 09).

D’après Nguyen (Nguyen, 06), la porosité se comble avec les nouveaux hydrates formés par

les réactions pouzzolaniques. Cette réaction prend toute son ampleur à long terme. Plusieurs

auteurs (Ampadu et al., 99 ; Audenaert et al., 03) montrent que les additions ne réduisent la

diffusivité d'un ordre de grandeur qu'au-delà de 91 jours, ce qui relie la diffusivité à la

diminution de la porosité due aux réactions pouzzolaniques.

D’autres études (Chalee et al., 09 ; Cheewaket et al., 10) montrent que la cinétique de

pénétration des ions chlorures dans les bétons à long terme est plus faible dans le cas des

bétons contenant des additions minérales par rapport à des bétons à base de ciment Portland

ordinaire. D'après un rapport Andra (Andra, 05), le laitier diminuerait plus la diffusion que la

cendre volante, mais cette hypothèse est liée au rapport eau/liant (E/L), aux conditions de cure

et au mode d'incorporation de l'addition (substitution ou addition). Une combinaison entre

plusieurs additions minérales, notamment, entre une addition inerte et une addition réactive

s’avère plus efficace afin de diminuer la diffusivité.

7.6. Carbonatation

La carbonatation est le résultat de la réaction du dioxyde de carbone (CO2) contenu dans l’air

ambiant et les hydrates du ciment, notamment la portlandite (Ca(OH)2). La carbonatation se

produit lorsque le CO2 diffuse à travers la peau du béton et en présence d’une certaine teneur

d’humidité, résulte alors le carbonate de calcium (CaCO3) selon la réaction 1.13 :

(1.13)

Ce dernier a pour effet bénéfique de réduire la porosité et d’augmenter la résistance à la

surface du béton. En effet, le carbonate de calcium (CaCO3) par son volume molaire supérieur

à celui de la portlandite, occupe un volume plus important, réduisant ainsi la porosité. De

plus, la réaction entre le CO2 et la portlandite Ca(OH)2 produit de l’eau (équation 1.13) qui

peut être réutilisée pour l’hydratation du ciment anhydre.


37

Par contre, l’effet néfaste de la carbonatation est la baisse du pH de la solution interstitielle

qui passe d’un pH de 12,5 – 13,5 dans la zone non carbonatée à une valeur inférieure à 9 dans

la zone carbonatée. Si le front de carbonatation atteint les armatures en acier et si l’oxygène et

l’humidité nécessaires sont fournis, la corrosion des barres d’acier peut être amorcée

entrainant une augmentation volumique des produits de corrosion de 2 à 6 fois le volume

initial. Cette détérioration se conclut par l’éclatement du béton autour des armatures corrodées

et à une accélération du phénomène en ambiance atmosphérique.

Plusieurs facteurs influencent le processus de carbonatation, dépendant des conditions

environnementales (teneur en CO2, taux de saturation des pores, l’hygrométrie de

l’environnement extérieur et la température), et aussi et/ou de la composition et des propriétés

des bétons (rapport eau/liant, porosité totale, quantité de portlandite). On s’intéressera dans la

suite de cette partie seulement à l’influence de la composition du liant et en particulier à

l’utilisation des additions minérales dans les bétons et leurs effets sur le développement de la

carbonatation. En effet, les essais pratiqués sont en mode accéléré car la carbonatation

naturelle est un processus différentiel très lent.

Assié (Assié, 04) a effectué une série d'essais sur des bétons à base de ciment Portland et des

BAP à base de filler calcaire et à différentes classes de résistance mécanique, (de 15 à 70

MPa). Il rapporte que les BAP se carbonatent légèrement plus vite que les bétons ordinaires et

ceci pour chaque classe de résistance. L'auteur explique la différence des comportements par

une porosité ouverte (accessible à l'eau) généralement plus élevée pour les BAP. Ces résultats

ont été confirmés par d'autres auteurs (Sakata, 98 ; Audenaert, 03). Audenaert et De Schutter

(Audenaert, 03) ont étudié l'influence du dosage en ciment et de l'ajout de filler calcaire sur la

carbonatation des BAP. Ils démontrent que l'augmentation de la quantité de ciment améliore

la résistance à la carbonatation et que l'addition de filler n'influence pas la profondeur de

carbonatation. Ce dernier point a été observé par Assié (Assié, 04).

Il est connu que l'utilisation d'un liant à base d'additions minérales en substitution du ciment

tels que, le laitier granulé, la fumée de silice ou bien la poudre de verre, diminue la résistance

du béton à la carbonatation par rapport à un béton à base de ciment Portland ordinaire. Une

étude récente a été menée par Matos et Sousa-Coutinho (Matos, 12) sur un mortier témoin à

base de ciment Portland ordinaire et des mortiers à base de fumée de silice à 10%, et de

poudre de verre à 10 et 20% en substitution du ciment. Tous les mélanges présentent une

profondeur de carbonatation plus importante que le mortier témoin. L’auteur constate que la

carbonatation augmente avec l'augmentation de la teneur en poudre de verre, probablement

liée à la réduction de la portlandite par effet pouzzolanique. Le mortier à 10% de poudre de

verre se carbonate presque deux fois moins que le mortier à 10% de fumée de silice. Cela peut

s'expliquer par l’importance de réactivité de la fumée de silice et donc une réduction

supplémentaire de la portlandite, comparativement à la poudre de verre. Un taux de

substitution de 20% de poudre de verre présente une profondeur de carbonatation similaire à

celle de la fumée de silice à 10%, ceci est dû aussi à un effet de diminution du ciment et donc

de portlandite.

Selon les travaux de Sisomphon et Franke (Sisomphon, 07), un béton à base d'un liant

contenant du laitier granulé, présente une carbonatation d'environ 65 % plus qu'un béton au


38

ciment Portland en conditions naturelles et accélérées. D'après les études de Bouikni et al.

(Bouikni et al., 09), une substitution de 65 % du ciment Portland par du laitier se carbonate 15

à 30% plus que des bétons à 50% de substitution et cela en conditions naturelles.

La majorité des études (Thomas, 92 ; Osborne, 99 et Shi et al., 09) réalisées sur la

carbonatation des bétons à base de ciment contenant des additions minérales vont dans le

même sens et concluent que la résistance à la carbonatation est d’autant plus faible que le taux

de substitution du ciment Portland par des additions est plus élevé. Cependant, l’utilisation

des additions entraine deux aspects : un aspect chimique qui conduit à des pâtes à faibles

teneurs en portlandite et par conséquent une petite quantité de CO2 arrive à consommer la

totalité de cette portlandite, réduisant ainsi le pH de la solution interstitielle (Neville, 00), et

un aspect physique, par le biais de la réaction pouzzolanique qui densifie la structure de la

pâte de ciment et améliore sa connectivité, ce qui ralentit la diffusion du CO2 (Bier, 86), mais

à condition de garantir une maturation suffisante permettant le déroulement des réactions

pouzzolaniques.

7.7. Lixiviation

Dans les cas extrêmes où les matériaux cimentaires sont exposés aux milieux agressifs, le

matériau est exposé à des substances chimiques véhiculées par l’eau. Il se produit alors un

transport de matière par diffusion, dû à un gradient de concentration entre la solution interne

et la solution agressive et une multitude de réactions chimiques de dissolution et de

précipitation entrainant un échange avec le milieu extérieur. Ces échanges provoquent le

lessivage du béton par la mise en solution de la portlandite (Ca(OH)2) suivi de la

décalcification progressive des C-S-H, de l’ettringite et du monosulfoaluminate conduisant à

des pertes de capacité portantes et ainsi à une réduction de la durée de vie des ouvrages.

Le procédé le plus couramment utilisé pour les essais de lixiviation et cité dans la

bibliographie correspond à une accélération de la diffusion des ions par une augmentation des

gradients de concentration. Le choix de la solution agressive qui a été adopté pour ce genre

d’accélération est une solution concentrée de nitrate d’ammonium (NH4NO3) (Le Bellégo, 01

; Heukamp, 2003 et Kamali et al., 08). C’est le protocole le plus utilisé pour une lixiviation

accélérée. D’après carde (Carde, 96), la cinétique de dégradation est multipliée par 100 par

rapport à une lixiviation simple. De plus, il a montré expérimentalement que la lixiviation au

nitrate d’ammonium est similaire à celle de l’eau dé-ionisée. Cependant, Torrenti et al.

(Torrenti et al., 99) rapportent que la quantité de calcium lixiviée avec le nitrate d’ammonium

est différente de celle obtenue à l’eau dé-ionisée à même profondeur dégradée.

L’avantage d’utiliser le nitrate d’ammonium s’avère dans sa grande solubilité dans l’eau qui

est de 1870g/l à 20°C (Ullmann’s, 85). De plus, l’ammoniaque (NH4OH) qui est la base

correspondante, est une base plus faible que la portlandite (Ca(OH)2) (Lea, 65). En outre, la

dissolution des sels de nitrate d’ammonium génère des ions nitrates ( ) qui se combinent

avec les ions calcium (Ca2+

) issus de la dissolution de la portlandite (Ca(OH)2) pour former

des sels de calcium (Ca(NO3)2) caractérisés par une grande solubilité. Une fois ces sels de

calcium lixiviés, il ne se forme plus de nouveaux composés à leur place et la porosité ainsi

créées, reste vide. Les réactions qui viennent d’être décrites sont représentées par l’équation

1.14 :


39

(1.14)

La dégradation au nitrate d’ammonium commence par la dissolution de ce dernier en ions

et

, lorsque ces ions pénètrent dans la solution interstitielle par diffusion, l’ion

réagit avec l’ion et l’ion réagit avec l’ion Ca

2+, mais cette consommation amplifiée

du calcium (Ca2+

) perturbe l’équilibre chimique local du calcium, provoquant ainsi une

demande permanente en Ca2+

, entrainant la dissolution des hydrates de la pâte de ciment en

passant par la portlandite suivie après par les C-S-H, le maillon fort de la chaine d’une pâte

cimentaire. Carde (Carde, 96) a observé que des dégradations au nitrate d’ammonium

provoquent la formation d’une phase expansive conduisant à des tensions internes dans les

pores susceptibles à la fissuration du matériau. Ces expansions sont le résultat d’une

combinaison entre les nitrates présents en solution et le calcium et les aluminates en solution

pour former le nitro-aluminate de calcium (3CaO.Al2O3.Ca(NO3)2.10H2O).

La cinétique de dégradation par la lixiviation est fortement influencée par des paramètres qui

sont liés soit aux protocoles expérimentaux et à l’évolution de la chimie de dégradation, soit

aux paramètres intrinsèques des matériaux tels que la nature du ciment, des ajouts minéraux et

la présence des granulats dans le cas des bétons.

Un BAP à base de filler calcaire et un béton à base de ciment Portland ordinaire à différentes

classes de résistances (entre 15 et 70 MPa) ont été soumis à des tests de lixiviation au nitrate

d’ammonium à une concentration de 500 g/litres (Assié, 04). L’auteur montre qu’il n’existe

pas de différence significative en lixiviation entre les BAP et les bétons à base de ciment

Portland et cela quelles que soient leurs classes de résistance. Il semblerait que l’ajout de filler

calcaire n’influence pas la lixiviation. Cependant, l’incorporation des additions minérale telles

que le laitier granulé ou la fumée de silice dans les ciments modifie les caractéristiques

physico-chimiques de la pâte, du fait qu’il existe moins de portlandite que dans les pâtes à

base de ciment Portland ordinaire. Ceci est principalement dû aux réactions pouzzolaniques

qui consomment la portlandite et produisent des C-S-H (Rozière, 07).

Plusieurs auteurs (Duchesne, 99 ; Richardson, 99 ; Puertas et al., 00) s’accordent sur le fait,

que les additions minérales diminuent le pH de la solution interstitielle. (Harris et al., 02 et

Chen et al., 04) expliquent cette baisse du pH par une consommation de la portlandite et le

rapport (CaO/SiO2) des C-S-H formés. De plus, des études (Ramezanianpour, 95 et Delagrave

et al., 98) montrent que l’incorporation des additions minérales à caractère pouzzolanique ou

hydraulique ne contribue pas à la diminution de la porosité totale, mais augmente la tortuosité,

diminue la taille des pores et leur connectivité. Ce qui se traduit par une diminution du

coefficient de diffusion.


40

8. SYNTHÈSE DE L’ÉTAT DE L’ART

En 1988, lorsque le professeur Okamura et ses collaborateurs, ont mis au point le premier

concept d’un béton aux performances indépendantes de la nécessité d’utiliser la technique du

compactage, ils ne savaient pas qu’ils allaient révolutionner le monde de la construction et

celui du génie civil. Et pourtant, l’innovation des bétons autoplaçants (BAP) a fait le tour du

monde et leurs utilisations ne cessent de croître, permettant ainsi à cette nouvelle génération

de béton de remplacer les bétons traditionnels et leurs techniques de vibrations et cela sur une

échelle étendue de performances mécaniques.

Par béton autoplaçant, on désigne des bétons fluides, stables et homogènes, qui ne nécessitent

aucune vibration, leur mise en œuvre étant réalisée par le seul effet gravitaire. L’insertion des

BAP dans le domaine de la construction est rendue possible par les nombreux avantages que

présentent leurs utilisations dans le secteur technique et socio-économique. Les principales

propriétés sont particulièrement visibles à l’état frais et font toute la différence avec les

traditionnels bétons vibrés. Cependant, la particularité d’une composition d’un BAP pourrait

non seulement conférer au béton des propriétés rhéologiques intéressantes, mais aussi lui

procurer des performances mécaniques et une durabilité améliorée.

Un béton autoplaçant doit être assez fluide et avoir une vitesse d’écoulement suffisante pour

permettre un bon remplissage des coffrages. Cependant, être assez fluide n’est pas une

condition suffisante pour un BAP. En effet, pour pouvoir s’écouler dans un milieu confiné et à

travers un ferraillage de plus en plus dense imposé par les prouesses de la construction

moderne et les effets architectoniques, un BAP doit obligatoirement avoir une bonne

résistance à la ségrégation dynamique. Un BAP doit aussi avoir une bonne résistance à la

ségrégation statique, une fois mis en place dans le coffrage jusqu'à sa prise, afin de garder une

bonne homogénéité, garantes de ses propriétés mécaniques à l’état durci. L’autoplaçance peut

être contrôlée par différents essais empiriques, dont la plupart est déjà normalisée.

D’un point de vue rhéologique, les BAP sont généralement assimilés au modèle d’Herschel-

Bulkley, ce qui ne fait pas l’unanimité des auteurs. Ils se définissent par un seuil de

cisaillement (ou seuil d’écoulement) assez faible permettant une facilité de mise en œuvre

sans vibration et une viscosité suffisante pour maintenir un niveau de stabilité et

d’homogénéité correct. Ces propriétés rhéologiques peuvent être obtenues à l’aide de

rhéomètres. Les différentes études bibliographiques qui traitent de l’existence de relations

entre les approches empiriques et physiques révèlent une bonne corrélation entre viscosité et

temps d’écoulement. En revanche, l’existence d’une telle corrélation entre seuil d’écoulement

des BAP et leur étalement semble être difficilement quantifiable.

En phase durcie, les BAP présentent des performances égales ou supérieures à ceux des

bétons ordinaires vibrés. Plusieurs études révèlent que les BAP développent des résistances

mécaniques légèrement plus élevées par rapport aux bétons vibrés. Cependant, il serait

difficile de se prononcer sur les propriétés de durabilité de ces bétons vis-à-vis d'une

amélioration ou d'une diminution de telle ou telle caractéristique par rapport aux bétons

classiques. Et ceci en raison des diversités des protocoles expérimentaux et des différents


41

paramètres de comparaison, notamment des propriétés physico-chimiques qui peuvent varier

pour une même nature des additions minérales.

Les propriétés autoplaçantes des BAP sont obtenues par l'emploi des superplastifiants et

l'utilisation d'un volume important de pâte. Par souci technique et économique, on a souvent

recours à des additions minérales, moins réactives que le clinker certes, mais à faible coût.

C'est dans cette optique que notre travail de recherche a été orienté. Cependant, la majorité

des études qui traitent de l’effet des additions minérales sur l’écoulement et la durabilité des

BAP se concentrent, soit à l’étude des fillers calcaires, soit à d’autres additions telles que les

cendres volantes ou les métakaolins, etc. Les études réalisées sur le laitier granulé et en

particulier sur la poudre de verre sont limitées et le peu d’études qui traitent de l’effet du verre

comme addition minérale est réservée à des applications sur des pâtes ou des mortiers, mais

encore moins à l’échelle du BAP.

Les actions à mener dans ce travail de thèse s’inscrivent dans l’approche performantielle de la

norme européenne NF EN 206-1 (NF EN 206-1, 12). La norme prescrit des paramètres

performantiels de formulation pour la durabilité en fonction de la classe d'exposition de

l'ouvrage et qui peuvent être traduits par certaines propriétés du béton durci : résistance à la

compression, à la traction, à la pénétration d'eau, à la carbonatation, etc. Dans l’approche

performantielle, il s’agit de comparer, au travers des propriétés mécaniques et de durabilité,

un béton de référence ne contenant pas les additions à tester avec des bétons qui les

incorporent. Les contributions du laitier granulé et de la poudre de verre seront ainsi mises en

évidence dans le contexte des BAP.

Avant de valider objectivement la performance, il est nécessaire d’obtenir l’autoplaçance avec

les additions testées. Une étude de l’écoulement à l’échelle des suspensions de pâte cimentaire

(chapitre III) permettra de valider les dosages visés des additions utilisées et l’autoplaçance à

l’échelle des bétons (chapitre IV). Enfin, dans le chapitre V, les performances des bétons en

présence des additions à tester seront appréciées.

Avant ces étapes, le deuxième chapitre est consacré à la caractérisation des matériaux d’étude

et à l’exposé des méthodes expérimentales que nous avons utilisées pour faire aboutir notre

travail.

CARACTÉRISATION DES

MATÉRIAUX ET PROCÉDURES

EXPÉRIMENTALES

Chapitre II

43

CHAPITRE II

CARACTÉRISATION DES MATÉRIAUX

ET PROCÉDURES EXPÉRIMENTALES

Le deuxième chapitre porte sur la caractérisation des

matériaux qui seront utilisés dans cette étude et en particulier

celles des additions minérales. On présente également les

différentes méthodes expérimentales sur lesquelles on s’appuiera

pour la caractérisation des effets des fines minérales sur le

comportement des BAP aux états frais et durci.

Sommaire

1. MATÉRIAUX UTILISÉS 45

1.1. Ciments ................................................................................................................... 45

1.2. Additions minérales ................................................................................................ 46

1.2.1. Filler calcaire (FC) ....................................................................................... 47

1.2.2. Laitier granulé de haut fourneau (LG) ......................................................... 47

1.2.3. Poudre de verre (PV) .................................................................................... 48

1.2.4. Fumée de silice (FS) .................................................................................... 49

1.3. Granulats ................................................................................................................. 51

1.4. Plastifiant et superplastifiants ................................................................................. 52

1.5. Eau de gâchage ....................................................................................................... 53

2. CONFECTION ET CONSERVATION DES ÉPROUVETTES 53

2.1. Préparation de la pâte .............................................................................................. 53

2.2. Préparation du mortier et confection des éprouvettes ............................................. 54

2.3. Préparation du béton et confection des éprouvettes ................................................ 54

3. PROCÉDURES EXPÉRIMENTALES 55

3.1. Caractérisation microstructurale ............................................................................. 55

3.1.1. Arrêt de l’hydratation ................................................................................... 55

44

3.1.2. Conditionnement des échantillons ............................................................... 56

3.1.3. Analyse par Diffraction des Rayons X (DRX) ............................................ 56

3.1.4. Analyse Thermogravimétrique (ATG) ......................................................... 56

3.2. Caractérisation de la pâte ........................................................................................ 57

3.2.1. Essai d’écoulement au cône de Marsh ......................................................... 58

3.2.2. Essai d’étalement au mini-cône ................................................................... 58

3.2.3. Méthode de mesure de la demande en eau et de la compacité au mini cône 59

3.2.4. Essai rhéologique au RhéoCAD .................................................................. 61

3.2.4.1. Méthode d’essai au RhéoCAD ........................................................... 61

3.2.4.2. Procédure de mesures des propriétés rhéologiques ............................ 62

3.3. Caractérisation du mortier ...................................................................................... 64

3.4. Caractérisation des BAP à l’état frais ..................................................................... 64

3.4.1. Mobilité en milieu non confiné .................................................................... 65

3.4.1.1. Essai d’étalement au cône d’Abrams (Slump flow) ........................... 65

3.4.1.2. Le temps d'étalement (T500) ............................................................... 66

3.4.1.3. Essai à la boite LCPC (LCPC Box) ................................................... 66

3.4.2. Mobilité en milieu confiné ........................................................................... 67

3.4.2.1. L’essai à boîte en L (L-Box) .............................................................. 67

3.4.3. Stabilité ........................................................................................................ 68

3.4.3.1. Essai de stabilité au tamis ................................................................... 68

3.4.3.2. Essais de l’indice de ségrégation statique .......................................... 68

3.4.4. Autres essais ................................................................................................ 69

3.4.4.1. Mesure de la teneur en air occlus ....................................................... 69

3.4.4.2. Mesure de la masse volumique sur béton frais .................................. 70

3.5. Caractérisation mécanique et propriétés de transfert des BAP ............................... 70

3.5.1. Essais mécaniques ........................................................................................ 71

3.5.1.1. Essais de traction par flexion et de compression sur mortier ............. 71

3.5.1.2. Essais de compressions sur BAP ........................................................ 71

3.5.2. Propriétés de transfert des BAP ................................................................... 71

3.5.2.1. Détermination de la porosité accessible à l’eau ................................. 71

3.5.2.2. Essai d’absorption d’eau par capillarité ............................................. 72

3.5.2.3. Essai de perméabilité à l’oxygène ...................................................... 74

3.5.2.4. Essai de migration des ions chlorure .................................................. 76

3.5.2.5. Essai de carbonatation accéléré .......................................................... 78

3.5.2.6. Essai de lixiviation au nitrate d’ammonium ....................................... 79

4. SYNTHÈSE 81

45

Chapitre II Caractérisation des matériaux et procédures

expérimentales

Dans ce deuxième chapitre, nous allons nous intéresser dans un premier temps à la

caractérisation des différents matériaux qui seront utilisées dans cette étude. Les différentes

propriétés physico-chimiques et minéralogiques seront présentées. Nous nous intéresserons en

particulier à celles des additions minérales afin de mieux appréhender les rôles apportés par

ces matériaux sur le comportement des bétons d'étude. On s'intéressera par la suite, aux

procédures de fabrication, aux séquences de malaxage, de mise en place et de la conservation

des différentes éprouvettes.

Pour finir, on présentera les différentes procédures expérimentales de caractérisation,

notamment, celles relatives à la microstructure, aux essais empiriques et rhéologiques menés

sur des pâtes adjuvantées et additionnées. Les méthodes de caractérisation des BAP à l'état

frais (propriétés d’ouvrabilité) et à l'état durci (résistance mécanique et propriétés de transfert)

seront exposées.

1. MATÉRIAUX UTILISÉS

1.1. Ciments

Trois types de ciment ont été utilisés au cours de cette étude, dont deux, élaborés à partir d’un

même clinker. Les compositions chimiques des ciments sont données dans le tableau 2.1. La

composition de Bogue (Baron, 97), est donnée dans le tableau 2.2.

Tableau 2.1. Compositions chimiques des ciments (% massique)

Oxydes CaO Al2O3 Fe2O3 SiO2 MgO K2O Na2O Cl- SO3 PAF

C1 60,41 5,19 2,94 21,91 1,60 - 0,16 0,02 2,19 3,83

C2 62,34 5,74 4,11 21,67 1,09 0,60 0,19 0,03 1,75 0,80

C3* 65,40 4,90 1,83 20,43 1,06 0,27 0,19 - 3,60 1,44

* CEM I produit par Lafarge (Le Havre – France)

Tableau 2.2. Compositions de Bogue des clinkers

Minéraux Désignation Teneur calculée (% massique)

C1 / C2 C3

Silicate tricalcique

Silicate bicalcique

Aluminate tricalcique

Ferro-aluminate-tétra calcique

C3S

C2S

C3A

C4AF

58,2

18,5

9,3

8,2

66,4

5,6

11,4

5,4

Le premier ciment C1 de type CEM II/A 42.5 avec ajout de laitier granulé de haut fourneau

de l’ordre de 20% en moyenne et 5% de gypse, conforme à la norme algérienne NA 442 (NA

442, 05), produit par la société des ciments de Hadjar Soud (SCHS) est utilisé pour la

confection des BAP. Le CEM II présente une résistance moyenne en compression à 28 jours

Chapitre II : Caractérisation des matériaux et procédures expérimentales

46

de 46 MPa, des masses volumiques apparente (ρapp) et absolue (ρabs) respectivement de 1020

kg/m3 et 3000 kg/m

3, une surface spécifique Blaine de 3480 cm

2/g et un d50 de 20,4µm.

Le deuxième ciment C2 de type CEM I 52.5 sans aucune addition, avec 5% de gypse,

conforme à la norme algérienne NA 442 (NA 442, 05), dont le clinker est produit par la

société des ciments de Hadjar Soud (SCHS) est broyé conjointement avec du gypse par nos

soins. Ce ciment est utilisé pour la formulation des BAPHP. Le CEM I est caractérisé par une

résistance moyenne en compression à 28 jours de 59 MPa, de masses volumiques apparente

(ρapp) et absolue (ρabs) respectivement de 1050 kg/m3 et de 3150 kg/m

3, de surface spécifique

Blaine de 5949 cm2/g et un d50 de 13,2µm.

Le troisième ciment C3 est un CEM I 52,5 N sans aucune addition, avec 6% de gypse,

conforme à la norme NF EN 197-1 (NF EN 197-1, 12), produit par la société Lafarge à l’usine

du Havre (France). Il est utilisé pour la confection des pâtes caractérisées à l’état frais

(chapitre III). La masse volumique absolue de C3 est de 3110 kg/m3, sa surface spécifique

Blaine est égale à 3750 cm²/g.

La figure 2.1 présente les courbes granulométriques des ciments C1 et C2, obtenues par

granulométrie laser en dispersion par voie humide (éthanol).

Figure 2.1. Courbes granulométriques des ciments

1.2. Additions minérales

Dans l'optique d'étudier l'influence de l'incorporation des additions minérales sur les

comportements des BAP aux états frais et durci, plusieurs additions ont été employées au

cours de cette étude. Les additions ont été préparées au laboratoire de Matériaux

Géomatériaux et Environnement. Un broyeur à boulets d'une capacité de 10kg a servi au

broyage. La configuration des boulets ainsi que le temps du broyage ont été maintenus

constants tout au long de la procédure.

0

20

40

60

80

100

0,01 0,1 1 10 100 1000

Va

leu

rs c

um

ulé

es

(%

)

Diamètre des particules (µm)

CEM I 52.5 N CEM II/A 42.5


47

1.2.1. Filler calcaire (FC)

Ce sont des déchets de concassage des roches calcaires composées essentiellement de calcite

CaCO3 avec une teneur supérieure à 80%. Après récupération et broyage à une finesse

supérieure à celle du ciment, on obtient une poudre fine de couleur blanche (Figure 2.2 ci-

dessous). La composition chimique et les propriétés physiques du filler calcaire sont

présentées dans le tableau 2.3.

Tableau 2.3. Composition chimique et caractéristiques physiques du filler calcaire

Analyse chimique Analyse physique

Oxydes % Massique Désignation Unité Valeurs

CaO

Al2O3

Fe2O3

SiO2

MgO

Na2O

K2O

Cl-

SO3

P-A-F

(1000°C)

55,91

0,11

0,06

0,40

0,18

0,05

0

0,009

0,04

42,68

Densité

absolue g/cm

3 2,45

Densité

apparente g/cm

3 0,86

S.S.B cm2/g 7581

D10 µm 1,1

D50 µm 4,06

D90 µm 28,67

I28 - 0,74

I90 - 0,76

I28 et I90 – Indices d’activité à 28 et 90 jours

L’analyse par diffraction des rayons X du filler calcaire est présentée sur la figure 2.3. Le

diffractogramme du filler montre qu’il est essentiellement composé de calcite (CaCO3).

Figure 2.2. Filler calcaire Figure 2.3. Diffractogramme du filler calcaire

1.2.2. Laitier granulé de haut fourneau (LG)

Sous-produit de la fabrication de la fonte, le laitier granulé utilisé dans cette étude est produit

par le complexe sidérurgique d’El-Hadjar. De structure vitreuse avec un taux de vitrification

de 97% il présente un faible pouvoir hydraulique (Behim et al., 11). Son hydraulicité est le

résultat d’un traitement par trempe à l’eau. Il se présente sous forme de grains sphériques, de

couleur gris clair (Figure 2.4). Après séchage, le laitier granulé est broyé finement à une

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 10 20 30 40 50 60 70

No

mb

re d

e c

ou

p

2 θ (Kα, Co), °C

Calcite CaCO3


48

finesse supérieure à celle du ciment. La composition chimique et les propriétés physiques du

laitier granulé sont présentées dans le tableau 2.4.

Tableau 2.4. Composition chimique et caractéristiques physiques du laitier granulé



CaO

Al2O3

Fe2O3

SiO2

MgO

Na2O

K2O

Cl-

SO3

P-A-F

(1000°C)

40,69

8,17

4,15

34,41

4,56

0,10

0,89

0,01

0,36

n.d

Densité

absolue g/cm

3 2,91

Densité

apparente g/cm

3 1,22

S.S.B cm2/g 5539

D10 µm -

D50 µm -

D90 µm -

I28 - 0,88

I90 - 1,13


La figure 2.5 illustre le diffractogramme aux rayons X du laitier granulé. Typique d'un

matériau essentiellement vitreux, le laitier granulé présente de faibles quantités de phases

cristallisées sous forme de calcite et de fer métallique.

Figure 2.4. Laitier granulé Figure 2.5. Diffractogramme du laitier granulé

1.2.3. Poudre de verre (PV)

Cette poudre est issue de la récupération des bouteilles en verre dans des décharges sauvages

et dispersées dans la nature (montagne, bord de mer etc.). La poudre de verre est obtenue en

sélectionnant uniquement les bouteilles de même couleur (verte). Celles-ci sont nettoyées afin

d'éliminer les étiquettes en papier et les traces de sucre qui peuvent provoquer un retard de

prise de la pâte, concassées et finement broyées (Figure 2.6). La valorisation du verre de

bouteilles dans les bétons autoplaçants pourrait constituer une alternative intéressante, sur le

plan environnemental, en évitant sa mise en décharge. Cependant, sur le plan technique les

verres de bouteilles contiennent des quantités importantes d’alcalins pouvant entraîner des

effets préjudiciables sur le béton en relation avec les réactions alcali-silice ou alcali-granulats.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 10 20 30 40 50 60 70 80

No

mb

re d

e c

ou

p

2 θ (Kα Co) °C

Calcite

Fer métallique


49

De nombreux auteurs (Wentzell, 06 ; Schwarz, 08a et Idir, 09) conviennent que le verre

entraîne un comportement bénéfique associé à la réaction pouzzolanique s’il est utilisé sous

forme de poudre fine. La composition chimique et les propriétés physiques de la poudre de

verre sont présentées dans le tableau 2.5.

Tableau 2.5. Composition chimique et caractéristiques physiques de la poudre de verre



CaO

Al2O3

Fe2O3

SiO2

MgO

Na2O

K2O

Cl-

SO3

P-A-F

(1000°C)

9,29

1,34

1,15

69,20

1,81

15,60

0,26

0,016

0,01

0,30

Densité

absolue g/cm

3 2,55

Densité

apparente g/cm

3 0,80

S.S.B cm2/g 5661

D10 µm 1,48

D50 µm 7,69

D90 µm 31,75

I28 - 0,85

I90 - 1


L’analyse aux rayons X de la poudre de verre présentée sur la figure 2.7 révèle un matériau

essentiellement vitreux. Outre la fraction vitreuse, le verre présente de faibles quantités de fer.

Figure 2.6. Poudre de verre Figure 2.7. Diffractogramme du verre

1.2.4. Fumée de silice (FS)

Les fumées de silice sont formées de particules sphériques présentant une très forte teneur en

silice (SiO2) amorphe. Elles proviennent de la réduction de quartz de grande pureté par du

charbon dans des fours à arc électrique lors de la production de silicium et d’alliages de ferro-

silicium. Les fumées de silice ont des propriétés pouzzolaniques. La fumée de silice utilisée

dans cette étude est fournie par la société Sika El Djazair conforme à la norme NF EN 13263-

1 (NF EN 13263-1, 09), de dénomination commerciale SIKACRETE HD, sous forme de

poudre fine de couleur grise (Figure 2.8). La composition chimique et les propriétés physiques

de la fumée de silice sont présentées dans le tableau 2.6.

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60 70

No

mb

re d

e c

ou

p

2 θ (Kα, Co), °C

Fer métallique

Bosse Vitreuse


50

Tableau 2.6. Composition chimique et caractéristiques physiques de la fumée de silice



CaO

Al2O3

Fe2O3

SiO2

MgO

Na2O

K2O

Cl-

SO3

0,02

0,03

0,05

99.01

0,01

0,04

0,15

0,009

0,001

Densité

absolue g/cm

3 2,24

Densité

apparente g/cm

3 0,5

B.E.T m2/g 23

I28 - 1,05

I90 - 1,14


L’analyse aux rayons X par diffraction de la fumée de silice présentée par la figure 2.9 montre

un matériau essentiellement vitreux, contenant de faibles quantités de minéraux cristallisés

sous forme de tridymite et de cristobalite.

Figure 2.8. Fumée de silice Figure 2.9. Diffractogramme de la fumée de silice

La figure 2.10 présente les courbes granulométriques du filler calcaire et de la poudre de

verre, obtenues par granulométrie laser, en dispersion par voie humide (eau + ultrason).

Cependant, la granulométrie du laitier granulé et de la fumée de silice n’en pas put être

réalisées faute d’une mauvaise dispersion entrainant une agglomération des grains en amas.

De plus, les résultats obtenus ont montré une mauvaise répétabilité.

0

100

200

300

400

500

0 10 20 30 40 50 60 70

No

mb

re d

e c

ou

p

2 θ (Kα, Co) °C

Tridymite

Cristobalite


51

Figure 2.10. Courbes granulométriques des additions

1.3. Granulats

Au cours de cette étude, nous avons utilisé quatre fractions granulaires, de même nature à

l'exception du sable de dune. Ces fractions ont servi à la fabrication des différents mélanges

de béton. De plus, un sable normal a été utilisé pour la confection du mortier.

Des deux sables de nature minéralogique différente, le premier est un sable roulé qui provient

des dunes de la localité d'Oum Ali, située au Sud Est de la wilaya de Tébessa. Il s'agit d'un

sable siliceux caractérisé par un module de finesse de 2,03 et de dimensions (0/2) mm. Le

deuxième sable est un sable concassé, de roche calcaire qui provient de la localité d'Aïn Abid,

située à 40 km de Constantine. De granulométrie grossière, caractérisé par un module de

finesse de 3,02 et de dimensions (0/4) mm.

Pour la confection des mortiers, un sable normal conforme à la norme NF EN 196-1 (NF EN

196-1, 06) a été utilisé. Le sable normal est siliceux de forme roulé, de dimensions (0/2) mm

et caractérisé par une absorption d’eau inférieure à 0,2% et une masse volumique réelle égale

à 2680 kg/m3.

Un gravillon et un gravier ont été utilisés, issues de la même roche calcaire et de la même

région que le sable concassé, de granulométrie respectivement 3/8mm et 6,3/16mm.

La figure 2.11 regroupe les différentes courbes granulométriques des granulats.

0

20

40

60

80

100

0,01 0,1 1 10 100 1000

Va

leu

rs c

um

ulé

es

(%

)

Diamètre des particules (µm)

FC PV


52

Figure 2.11. Courbes granulométriques des granulats

Le tableau 2.7 regroupe les principales caractéristiques des quatre fractions granulaires :

Tableau 2.7. Caractéristiques des granulats

Caractéristiques Unité Sable

roulé

Concassé

Sable Gravillon Gravier

Masse volumique apparente

Masse volumique absolue

d/D

Module de finesse

Equivalent de sable

Coefficient d’absorption

Los Angeles

Coefficient d’aplatissement

Micro Deval

kg /m3

kg /m3

mm/mm

-

%

%

%

%

%

1440

2500

0/2

2,03

86

1,5

-

-

-

1375

2500

0/4

3,02

89

2,7

-

-

-

1450

2590

3/8

-

-

1,4

-

-

-

1500

2590

6,3/16

-

-

1,4

28

14,6

12

1.4. Plastifiant et superplastifiant

Dans le cadre de notre étude, trois types de fluidifiant ont été utilisés et qui sont conformes à

la norme NF EN 934-2 (NF EN 934-2, 12). Le premier est un plastifiant réducteur d’eau à

base de polycarboxylate modifié, de dénomination commerciale Sika VISCOCRETE 3045.

Le deuxième est un superplastifiant haut réducteur d’eau polyvalent de nouvelle génération à

base de copolymère acrylique et de dénomination commerciale Sika VISCOCRETE TEMPO

12. Le troisième est un plastifiant réducteur d’eau à base de polycarboxylate modifié et de

dénomination commerciale CHRYSO Fluid Optima 220. Ce dernier a servi à l’étude de la

rhéologie des pâtes (Chapitre III) au sein du Laboratoire de Matériaux et de Durabilité des

Constructions à Toulouse. Le tableau 2.8 résume les données techniques des deux adjuvants.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,08 0,8 8 80

Ta

mis

âts

(%

)

Diamètre des tamis (mm)

Sable 0/2

Sable 0/4

Sable normal

Gravillon 3/8

Gravier 6.3/16


53

Tableau 2.8. Caractéristiques techniques des adjuvants (données fournisseur)

Densité pH Extrait

sec

Teneur en

ion Cl-

Teneur en

Na2O eq

Plage

d’utilisation*

3045 1,11±0,02 5±1 36,4±1,8% ≤ 0,1 % ≤ 2,5 % 0,25 à 2,5%

TEMPO 12 1,06±0,01 6±1 30,2±1,3% ≤ 0,1 % ≤ 1,0 % 0,2 à 3 %

Optima 220 1,05±0,02 5±1 21,8±1,0% ≤ 0,1 % ≤ 1,0 % 0,3 à 2 %

*se rapporter aux fiches techniques de chaque produit (Annexe A).

1.5. Eau de gâchage

L’eau de gâchage utilisée pour la confection des différents mélanges (pâtes, bétons) provient

du réseau public de distribution d’eau potable.

2. CONFECTION ET CONSERVATION DES ÉPROUVETTES

2.1. Préparation de la pâte

Les pâtes ont été préparées dans un malaxeur dont la capacité de malaxage permet une bonne

homogénéisation pour un volume minimum de 1 litre. L’ensemble des essais a été réalisé à

partir d’une seule gâchée d’un volume de deux litres et demi (2,5 litres).

La séquence de malaxage utilisée est celle décrite dans les travaux de Diederich (Diederich,

10). Le tableau 2.9 résume les différentes étapes du malaxage. La durée totale de préparation

est de 5 minutes pour chaque mélange.

Tableau 2.9. Séquence et durée de malaxage des pâtes (Diederich, 10)

Durée Etape

t0

Introduction de la totalité de l’eau de gâchage dans le bol du malaxeur avec

un tiers (1/3) de la masse du superplastifiant, suivi d’une homogénéisation

rapide de l’ensemble.

t 1min

Introduction du solide (ciment et addition) progressivement tout en gardant le

malaxeur en mode marche à une petite vitesse. Cet ordre d’introduction

permet un mouillage progressif des particules fines.

t 1min Malaxage à grande vitesse pendant 30s, suivi d’une période de repos de 30s

durant laquelle les bords du bol et le fond seront raclés minutieusement.

t 1min Reprise du malaxage à grande vitesse.

t 2min Introduction des deux tiers (2/3) restants du superplastifiant en 15s, suivi

d’un malaxage à grande vitesse.

L’introduction du superplastifiant en deux temps est réalisée dans le but d’optimiser son rôle

dans le mélange. En effet, Ramachandran (Ramachandran, 95) affirme que l'effet du

superplastifiant ne sera pas optimal si on introduit la totalité de la quantité lors de la première

séquence en même temps que la quantité d’eau, car une grande partie de ce dernier sera

adsorbée par les premiers nuclei formés par le contact de l'eau avec le ciment.


54

La consistance de la pâte est jugée acceptable lorsque le mélange présente les caractéristiques

d'un corps fluide, homogène et que la galette formée par son écoulement se fait de manière

continue et non d'un seul bloc et présente une forme circulaire sans signe de sédimentation

visible (Figure 2.12).

a- Ecoulement en un seul bloc

b- Absence d’étalement

c- Etalement

Figure 2.12. Appréciation visuelle de la consistance d’une pâte

2.2. Préparation du mortier et confection des éprouvettes

Le mortier normal dont la composition est définie par la norme EN 196-1 (EN 196-1, 06) a

été confectionné dans un malaxeur normalisé d'une capacité de cinq litres. La séquence de

malaxage utilisée est celle prescrite par la norme (EN 196-1, 06). Les opérations de mise en

place des éprouvettes ont été réalisées conformément au mode opératoire décrit par la norme.

Le tableau 2.10 présente la séquence de malaxage du mortier normal.

Tableau 2.10. Séquence et durée de malaxage du mortier normalisé (EN 196-1, 06)

Durée Etape

t0 Introduction de l’eau de gâchage dans le bol du malaxeur suivi de la totalité

du ciment.

t 1min Malaxage à vitesse lente pendant une période de 30s et introduction

progressive du sable pendant les 30s qui suivent, en gardant la même vitesse.

t 30sec Malaxage à une vitesse rapide pendant 30s.

t 1min 30 Arrêt du malaxage pendant une durée de 1 min 30s, durant laquelle les bords

du bol et le fond seront raclés minutieusement pendant 15s.

t 1min Reprise du malaxage à grande vitesse.

2.3. Préparation du béton et confection des éprouvettes

Le malaxage des bétons a été effectué à l’aide d’une bétonnière à axe incliné et à cuve

basculante d’une capacité de 120 litres. L’ensemble des essais a été réalisé à partir d’une seule

gâchée d’un volume de quarante litres (40 litres). La méthode utilisée pour la formulation des

bétons est décrite au chapitre IV (Cf. Chapitre IV, §1). La séquence de malaxage du béton est

décrite dans le tableau 2.11.


55

Figure 2.11. Séquence et durée de malaxage des bétons

Durée Etape

t 1min 30

Introduction des différentes fractions du squelette granulaire dans la

bétonnière et malaxage à sec pendant 60s, suivi de l’ajout des fines (ciment et

addition) et un malaxage de 30s

t 2min Introduction de 75% d’eau.

t 30sec Arrêt du malaxage et raclage de la cuve et des palettes afin de ramener le

mortier collé, dans la masse du béton.

t 2min Introduction de 25% d’eau restante dans laquelle la totalité du

superplastifiant est diluée.

Le coulage des éprouvettes dans les différents moules destinés aux essais à l’état durci est

réalisé sans vibration ni compactage. Les moules ont été conservés 24 heures à une

température ambiante après leur coulage. Une fois le démoulage effectué, les éprouvettes sont

conservées dans l’eau à une température de 20°C ± 2°C jusqu’aux échéances des différents

essais.

Les différentes formes d’échantillons moulées pour les essais programmés sont les suivantes,

données pour une seule formulation :

Cubiques 10x10x10 cm : trois éprouvettes pour la résistance mécanique en

compression.

Cylindriques 11x5 cm :

- Trois éprouvettes pour l’absorption d’eau,

- Trois éprouvettes pour la perméabilité à l’oxygène,

- Trois éprouvettes pour la diffusion des ions chlorures.

Cylindres 15x5 cm : Trois éprouvettes pour l’absorption capillaire.

Cylindres 11x22 cm : Deux éprouvettes pour la lixiviation au nitrate d’ammonium.

Prismatiques 7x7x28 cm : Deux éprouvettes pour la carbonatation accélérée.

3. PROCÉDURES EXPÉRIMENTALES

3.1. Caractérisation microstructurale

L’analyse microstructurale a été réalisée sur des pâtes pures composées de ciment et

d’addition, afin d’éviter les perturbations que pourraient générer les granulats.

3.1.1. Arrêt de l’hydratation

Afin de permettre l’investigation des différentes pâtes et tout en respectant les échéances

données, l’arrêt du processus d’hydratation du ciment s’avère nécessaire. Cependant, la

littérature révèle plusieurs méthodes plus ou moins efficaces, citons à titre d’exemple le

séchage par micro-onde (Cabrera, 00), ou bien au four traditionnel à 105°C pendant 24 heures


56

(Ramezanianpour, 88) ou encore le remplacement de l’eau par un liquide organique comme

l’alcool ou l’acétone (Taylor, 87).

Néanmoins, l'efficacité de ces méthodes reste contestable dans la mesure où elles peuvent

provoquer des endommagements des hydrates et/ou un arrêt incomplet ou trop lent de

l'hydratation. Une méthode alternative rapportée par Cassagnabère (Cassagnabère, 07) a été

retenue, c'est la lyophilisation. Cette méthode se résume en trois phases : la congélation, la

sublimation et la dessiccation secondaire. Elle s'appuie sur le fait que lorsqu'on réchauffe de

l'eau à l'état solide à très basse pression, l'eau passe directement de l'état solide à l'état gazeux,

c'est la sublimation. La vapeur d'eau diffusée par le matériau est capturée par congélation à

l'aide d'un condensateur. Cette méthode s'avère intéressante car elle permet de conserver à la

fois le volume et l'aspect du matériau traité.

La réalisation de la lyophilisation commence par la congélation de l'échantillon en le trempant

dans un bain d'azote liquide à -196°C durant 5 min. Les échantillons ainsi congelés, sont

ensuite placés dans un lyophilisateur (Freezone 4-5 Labconco Roucaire) pour une durée de 24

heures à une température de -40°C et un vide de 13,3 Pa. L'eau contenue dans les pores qui

présentent un état solide est sublimée puis capturée, rendant ainsi l'échantillon exempt de

toute eau. Afin d'éviter la réhydratation et la carbonatation due au contact de l'atmosphère

(humidité et CO2 atmosphérique), les échantillons sortis du lyophilisateur sont placés au sein

d'un dessiccateur en présence de silica-gel et de soude.

3.1.2. Conditionnement des échantillons

Après la réalisation de la lyophilisation, les échantillons sont réduits en poudre pour les

besoins de l’analyse thermogravimétrique. Le processus de broyage est réalisé manuellement

au mortier d'Agate (taille des grains inférieure à 63 μm). Ce procédé de broyage,

contrairement à un broyage mécanique classique pouvant détériorer certains hydrates

(l'ettringite) par échauffement, ne génère pas de chaleur importante comme celle générée par

l'échauffement mécanique du broyeur.

3.1.3. Analyse par Diffraction des Rayons X (DRX)

La diffraction des rayons X est une méthode qui permet l’identification des phases cristallines

d'un matériau. Elle permet aussi de réaliser des analyses quantitatives ou semi-quantitatives,

en comparaison avec un échantillon étalon. L'analyse par diffraction des différents

échantillons a été effectuée à l’aide d’un diffractomètre de type siemens D5000 équipé d'un

monochromateur arrière SOLLER et d'une anticathode au cobalt Co.Kα (λ = 1,789 Å). Toutes

les analyses ont été réalisées sur une plage de 10 à 70° (2θ Co. Kα), avec un pas d'avancement

de 0,02° et un temps de comptage de 12 secondes, sur des échantillons préalablement broyés

comme indiqué dans le paragraphe précédent.

3.1.4. Analyse Thermogravimétrique (ATG)

Le principe de base de l'analyse thermogravimétrique consiste à mesurer la perte de masse

générée par la décomposition des hydrates lors d'une élévation de température. À cet effet, un

échantillon de poudre égal à environ 200mg, dont le broyage a été réalisé suivant le mode de

conditionnement présenté dans le paragraphe précédent, est placé dans un creuset cylindrique


57

en quartz où il subit une montée en température d'une valeur ambiante jusqu'à 1000°C, avec

un pas de 10°C/min. L'appareil utilisé est un dispositif Netzsch STA 499 F3 couplé au logiciel

Netzsch Proteus Software pour le dépouillement et l'analyse de la courbe dérivée.

L’exploitation de cette analyse est effectuée à l’aide d’intervalles de températures de

décomposition connues présentées dans le tableau 2.12 (Cassagnabère, 07).

Figure 2.12. Intervalles de températures associés à la décomposition de phases (Cassagnabère, 07)

Intervalle des

températures Décomposition de phases

30 à 105°C L’eau évaporable est éliminée. Dans cette étude, on s’affranchit de

l’eau évaporable grâce au procédé de lyophilisation.

A partir de 80°C L’ettringite commence à se deshydroxyler.

110 à 170°C

Les décompositions du gypse, avec une double réaction endothermique

de l’ettringite, de certains aluminates de calcium hydratés et des

silicates de calcium hydratés (C-S-H pour 100-150°C) interviennent.

180 à 350°C La perte d’eau est due à la décomposition d’autre C-S-H et des silico-

aluminates de calcium hydratés.

450 à 570°C La déshydroxylation de la portlandite apparaît.

650 à 750°C La décarbonatation de la calcite de carbonatation.

850 à 920°C La décarbonatation de la calcite présente dans le ciment ou les

granulats.

3.2. Caractérisation de la pâte

Afin de réaliser une première approche de l’effet rhéologique des additions minérales dans les

matériaux cimentaires, trois dosages d’additions de 30, 45 et 60% en masse de ciment ont été

choisies. La formulation des différentes pâtes est décrite au chapitre III (Cf. Chapitre III,

§3.1.2). Nous avons réalisé différents essais préliminaires à partir d'essais empiriques reliant

la consistance à un diamètre d'étalement ou un temps d’écoulement. Les essais empiriques tels

que l'essai d'étalement au mini-cône et l'essai d'écoulement au cône de Marsh ainsi que les

essais rhéologiques au rhéomètre ont été réalisés sur des pâtes adjuvantées et additionnées. La

justification d'une telle approche s'appuie sur le fait que le béton est un matériau poly-

phasique. Ces phases confèrent au matériau une hétérogénéité importante, conduisant à

l'apparition de plusieurs interactions rendant ainsi les mesures rhéologiques délicates à

réaliser et difficilement comparables. De plus, l'écoulement d'un béton autrement dit sa

rhéologie, est régie essentiellement par sa pâte (Legrand, 71 ; Helmuth, 80 ; Tattersall, 83 et

Cyr, 99), notamment dans le cas du BAP qui contient un volume de pâte plus important que

les bétons vibrés. Il est donc important d’apprécier dans une première étape les effets des

dosages visés des additions minérales sur l’écoulement des mélanges cimentaires à l’échelle

des pâtes. Cette étape doit nous permettre de valider ou non ces dosages en vue de la

confection des BAP.


58

3.2.1. Essai d’écoulement au cône de Marsh

Le principe de l'essai du cône de Marsh est de mesurer le temps d'écoulement d'un volume

donné d'une suspension à travers un orifice ajustable d’un diamètre qui varie de 5mm à

12,5mm (dans notre cas, on a choisi un orifice d'un diamètre de 8mm) (Figure 2.13-a).

L'écoulement de la matière se fait sous l'effet gravitaire et présente une forme linéaire

d’évolution du temps d’écoulement en fonction du volume rempli sur les 2/3 de l'essai ; au-

delà, la courbe perd de sa linéarité (Figure 2.13-b). Ceci est dû à une diminution du poids de

l'échantillon dans le cône qui entraine la diminution de la force gravitaire.

a- Cône de Marsh en phase d’écoulement

b- Variation du temps d’écoulement en fonction du

volume rempli. Mise en évidence de la perte de

linéarité (Cyr, 99)

Figure 2.13. Essai d’écoulement au cône de Marsh

C'est un essai facile à réaliser et qui ne demande pas un volume de pâte important

(généralement 1 litre). Aussi, il permet une bonne corrélation entre la viscosité apparente et le

temps d'écoulement (Khayat, 98 ; Cyr, 99 et Diederich, 10). Pour cela, il est recommandé

d'utiliser une valeur d'écoulement prélevée dans la partie linéaire de la courbe.

3.2.2. Essai d’étalement au mini-cône

Le principe de l’essai au mini-cône est similaire à celui utilisé pour l’étalement d’un BAP.

L'essai consiste à remplir un mini-cône (Figure 2.14-a) dont les dimensions sont

proportionnelles à celles du cône d'Abrams (Kantro, 80) et de mesurer l'étalement d'une pâte

sur une plaque horizontale après soulèvement du cône. L'étalement correspond à la moyenne

de deux mesures perpendiculaires (Figure 2.14-b).


59

a- Dimensions du mini-cône

b- Mesure de l’étalement lors d’un essai au cône

Figure 2.14. Essai d’étalement au mini-cône

C'est un essai facile à mettre en place, qui donne des résultats rapides et reproductibles, et qui

demande de faibles quantités de matériaux (volume du cône inférieur à 40ml). De plus, on

trouve généralement une certaine corrélation de l'essai avec le seuil de cisaillement (Cyr 99 ;

Jin, 02 et Schwartzentruber et al., 06).

3.2.3. Méthode de mesure de la demande en eau et de la compacité au mini-

cône

La demande en eau des différents mélanges de pâtes à base d’addition minérale seule et en

mélange avec le ciment et sans superplastifiant a été réalisée à partir d’une combinaison de

mesures d’étalement à des teneurs en eau variables (Domone, 97 et Brouwers, 05). Les essais

d’étalement ont été réalisés à l’aide d’un mini-cône, dont les dimensions sont présentées sur la

figure 2.15-a. Le cône est placé au centre d’une plaque horizontale légèrement humidifiée ;

une fois rempli, le cône est soulevé verticalement laissant ainsi la pâte s’étaler sous l’effet de

son propre poids afin de former une galette plus ou moins, circulaire. L'étalement moyen

(Dmoy) correspond à la moyenne de deux mesures perpendiculaires (D1 et D2) (Figure 2.15-b).

a- Dimensions du mini-cône

b- Mesure d’étalement d’une suspension de

filler calcaire lors d’un essai au mini-cône

Figure 2.15. Mini-cône utilisé pour la détermination de la demande eu eau et la compacité

D1 D2

D1 D2


60

En fonction des diamètres moyens, on peut déduire l’étalement relatif (Γp) à partir de

l’équation 2.1 tirée des travaux de (Domone, 97 ; Brouwers, 05).

(2.1)

Avec : Γp : étalement relatif (mm),

Dmoy : étalement moyen (mm),

D0 : diamètre de la base inférieure du mini-cône (mm),

D1 et D2 : deux diamètres perpendiculaires de la galette (mm).

Plusieurs mélanges ont été testés en faisant varier la quantité d’eau, autrement dit le volume

d’eau (Ve) exprimé par rapport au volume des poudres (Vp). Okamura et al. (Okamura et al.,

93) démontrent que lorsqu’on varie le volume d’eau d’une pâte à base de poudre seule ou

combinée (ciment + additions minérales), on obtient une relation linéaire entre l’étalement

relatif de la pâte et le rapport entre le volume d’eau et le volume de poudre (Ve/Vp). La

relation linéaire présentée sur la figure 2.16, obtenue par Okamura et al. (Okamura et al., 93)

est décrite par l’équation 2.2.

(2.2)

Avec : βp, le point d'intersection avec l’axe Ve/Vp, Figure 2.16. Ce paramètre correspond au

rapport entre le volume d'eau et celui de la poudre. Il peut être considéré comme

comprenant l'eau adsorbée sur la surface de la poudre en même temps que celle

nécessaire pour remplir les vides intergranulaires de la poudre. La valeur βp renseigne

sur le dosage minimal en eau nécessaire pour fluidifier une pâte.

Ep, la pente de la droite. C’est le coefficient de déformation qui est une mesure de la

sensibilité des caractéristiques de fluidité de la pâte pour une teneur croissante en eau.

Figure 2.16. Relation entre l’étalement relatif et le rapport Ve/Vp

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Ve/

Vp

Etalement relatif (Γp)

βp

Ep


61

3.2.4. Essai rhéologique au RhéoCAD

3.2.4.1. Méthode d’essai au RhéoCAD

Afin d'évaluer l’effet de la nature et du dosage des additions minérales sur le comportement

rhéologique des matériaux cimentaires, des essais au rhéomètre sont menés. À cet effet, le

rhéomètre RhéoCAD 200 de CAD Instruments a été utilisé. Ce rhéomètre fonctionne à vitesse

imposée. L'enregistrement des résultats (temps, vitesse de rotation et couple résistant au

cisaillement) est effectué par une chaîne d'acquisition reliée à un ordinateur.

La pâte vierge de tout cisaillement, à l'exception de son malaxage et des opérations de mise en

place, est versée dans un bol cylindrique d'un volume de 2 litres (Figure 2.17-a). Un mobile à

ailettes est immergé complètement au centre du bol. Le mobile est composé de 8 ailettes, de

diamètre 8cm et de hauteur 6cm (Figure 2.17-b), l'entrefer entre le mobile et la paroi du bol

est de 4cm.

a- Bol et mobile du RhéoCAD

b- Géométrie du mobile à ailettes utilisé

Figure 2.17. Essai rhéologique sur pâte au RhéoCAD

Le choix d'un mobile à ailettes s’est avéré intéressant dans la mesure où il permet d'éliminer

les problèmes liés au glissement existant entre la paroi d'un cylindre plein et la pâte. En effet,

le mouvement rotationnel du mobile à ailettes entraine un cylindre de pâte équivalant au

volume du cylindre lisse, de ce fait, la surface de cisaillement correspond au matériau lui-

même et le gradient de concentration près des parois du mobile est nul. Ceci a pour

conséquence d'éliminer l'effet de paroi.

L'essai consiste à mesurer l'évolution du couple s'opposant à la rotation du mobile en fonction

du temps. La procédure de mesure de cisaillement est décomposée en trois étapes (figure

2.18) :


62

Application d’une vitesse de cisaillement lente (0.5 tr/min). Cette étape permet la

mesure du couple de cisaillement maximal avant écoulement, qui peut être considéré

comme un seuil statique.

La deuxième étape consiste à appliquer à la pâte une déstructuration par une montée

rapide jusqu’à 150 tr/min. Le but est de s’affranchir des propriétés de fausse

thixotropie des matériaux cimentaires.

La troisième et dernière étape correspond à une décroissance de la vitesse par palier.

Les paliers imposés sont 150, 130, 100, 80, 60, 40, 30, 10, 5 et 2 tr/min. Les valeurs de

contrainte et de gradient de vitesse correspondent respectivement à des valeurs

moyennes de couples et de vitesses pour chaque palier de vitesse imposé. Les valeurs

moyennes sont déterminés en régime permanent d’écoulement.

Figure 2.18. Exemple d’historique de cisaillement d’une pâte à base de poudre de verre à 45%

3.2.4.2. Procédure de mesures des propriétés rhéologiques

Les mesures rhéologiques ont été réalisées sur des suspensions cimentaires adjuvantées.

Ainsi, pour chaque type d'addition minérale, plusieurs concentrations volumiques en solides

sont étudiées, à partir de trois dosages d’addition et deux rapports eau/ciment (E/C) (Cf.

Chapitre III, §3.1.2). Les principaux paramètres rhéologiques exploités au cours de cette étude

sont le seuil de cisaillement statique et la viscosité apparente.

a. Mesure du seuil de cisaillement statique

Pour la mesure du seuil de cisaillement statique, une vitesse de cisaillement lente a été

appliquée pour rester dans des conditions expérimentales que l’on rencontre sur chantier (cas

d'un écoulement sous l'effet gravitaire) et pour réduire les risques de sédimentation ou de

0

2

4

6

8

10

12

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 C

ou

ple

(N

.cm

)

Vit

es

se

de

ro

tati

on

(tr

/min

)

Temps (s)

Vitesse

Couple

Etape 3 Etape 2 Etape 1


63

ségrégation (Cyr, 99). Dans notre cas, nous avons choisi une vitesse de 0,5 tr/min. Cette étape

permet la mesure du couple de cisaillement maximal avant écoulement qui peut être considéré

comme un seuil statique.

Le calcul du seuil de cisaillement statique en configuration Vane s’appuie sur le même

principe qu’en condition de cisaillement en cylindre coaxial. En effet, la surface cisaillée par

le mobile est un cylindre de même diamètre. Le calcul de la contrainte à la paroi d’un cylindre

est donné par l’équation 2.3 :

(2.3)

Avec : M : moment résistant à la rotation du cylindre (N.m),

R et H : sont respectivement le rayon et la hauteur du cylindre (m).

Cependant, dans le cas d'un mobile à ailettes, les surfaces inférieures et supérieures du mobile

participent au moment résistant à la rotation du dispositif. De ce fait, une correction

permettant de prendre en charge l'effet de cisaillement des extrémités du mobile doit être

intégrée à l'équation 2.3. Le moment (M) est la somme des moments des parois latérales (Mp)

et des moments dus aux extrémités (Me), l'effet de la tige étant négligé. On considère que la

répartition des contraintes est linéaire au-delà de la surface latérale du mobile, depuis le centre

du mobile (Cyr, 99). La forme finale de l'expression du seuil de cisaillement statique est

donnée par l'équation 2.4 :

(2.4)

b. Mesure de la viscosité apparente

L'acquisition des données brutes des couples résistants et des vitesses de rotation permet

l'obtention après traitement des données rhéologiques, dont la contrainte (τ) et le gradient de

vitesse de cisaillement (γ ). Pour chaque valeur de gradient de vitesse, on calcule la valeur de

la viscosité apparente (μapp) qui correspond au rapport de la contrainte de cisaillement ()

divisée par le gradient de vitesse exprimée en (Pa.s), selon l'équation 2.5.

(2.5)

Dans le cadre de cette compagne expérimentale, dix valeurs de vitesse de rotation ont été

appliquées, pour une plage de consistance qui correspond à deux rapports E/C de 0,36 et 0,42.

Cependant, si certains mélanges ne comportent pas 10 points c'est que leur grande fluidité ne

permet pas la mesure aux faibles vitesses et favorisent la sédimentation de la suspension.

Deux viscosités ont été calculées à partir de deux gradients de vitesse de 10 s-1

et 29 s-1

, qui

encadrent les deux limites, inférieure et supérieure de l'ensemble des mélanges cimentaires.

En effet, on rencontre dans des conditions réelles de mise en place du béton des gradients de

vitesse de quelques s-1

au moyen de goulotte sous l'effet gravitaire, qui s'étend à plusieurs


64

dizaines de s-1

pour une mise en œuvre par pompage (Toussaint et al., 01 et Saak et al., 01).

La figure 2.19 illustre le calcul de la viscosité apparente.

Figure 2.19. Dépouillement des mesures rhéologiques (Diederich, 10)

3.3. Caractérisation du mortier

Des mortiers ont été confectionnés afin de déterminer l’indice d’activité des différentes

additions minérales par des mesures de résistance mécanique en compression. Le principe de

l’essai consiste à comparer, à une échéance donnée, la résistance mécanique à la compression

de deux mortiers ayant les mêmes proportions de sable et d’eau et fabriqués de la même

façon, suivant la norme EN 196-1 (EN 196-1, 06). Le premier mortier est à base de ciment

Portland ordinaire CEM I 52.5N et le deuxième est un mortier dont le ciment a été substitué

partiellement par une proportion (p) d’additions minérales. On détermine expérimentalement

le rapport (i) qui correspond à l’indice d’activité des additions par l’équation (2.6) :

(2.6)

Avec : : Résistance du mortier avec addition,

: Résistance du mortier sans addition.

Au sens de la norme EN NFP 18-508 (EN NFP 18-508, 12) qui traite du filler calcaire,

pour E/C = 0,5 et p = 0,25, i est appelé indice d’activité.

Au sens de la norme NF EN 15167-1 (NF EN 15167-1, 06) qui traite du laitier granulé

de haut fourneau, pour E/C = 0,5 et p = 0,50, i est appelé indice d’efficacité

hydraulique et est noté h.

Cependant, en ce qui concerne la poudre de verre, en l’absence de normes pour ce matériau, le

taux de substitution du ciment a été pris équivalent à celui de la cendre volante (p = 0,25).

3.4. Caractérisation des BAP à l’état frais

La formulation des BAP est une étape délicate nécessitant de trouver un compromis entre

différentes caractéristiques a priori contradictoires. Un BAP doit avoir une grande fluidité lui

Co

ntr

ain

te

(P

a)

Gradient de vitesse (1/s)


65

permettant d'avoir comme seul moteur d'écoulement la pesanteur sans présenter des risques de

ségrégation (statique ou dynamique) ou d’instabilité et sans pour autant entraîner une

diminution des résistances mécaniques. Par conséquent, les BAP doivent satisfaire à trois

conditions primordiales : la fluidité, l'homogénéité et la robustesse. Au cours de notre étude,

nous avons choisi trois essais pertinents qui permettent de quantifier :

La mobilité en milieu non confiné,

La mobilité en milieu confiné,

La stabilité.

Nous avons opté pour l'essai à la boîte LCPC qui permet de calculer le seuil de cisaillement

par corrélation analytique fournie par (Roussel, 07).

3.4.1. Mobilité en milieu non confiné

3.4.1.1. Essai d’étalement au cône d’Abrams (Slump flow)

Pour la détermination de l'étalement (Slump Flow) (NF EN 12350-8, 10), on utilise le même

cône traditionnel que celui utilisé pour l'essai d'affaissement. Ce cône est placé au centre d'une

plaque d'étalement, à surface propre et humidifiée et de dimension suffisante (≥ 900mm par

900mm), puis il est rempli de béton. Le cône est ensuite soulevé et le béton en sort en formant

une galette qui s'élargit sous sa propre énergie. À l'arrêt de l'écoulement on mesure la valeur

de l'étalement qui correspond à la moyenne des deux diamètres perpendiculaires de la galette

de béton ainsi obtenue. La tendance à la ségrégation peut être évaluée qualitativement. Les

granulats grossiers devraient être répartis uniformément et aucune concentration ne devrait

apparaître au centre de la galette (Figure 2.20.a). Une auréole à la périphérie de la galette est

un signe d’hétérogénéité du béton (Figure 2.20.b).

a- Etalement d’un BAP homogène, bonne

répartition granulaire, sans signes apparents

de séparation des phases en périphérie de la

galette

b- Etalement d’un BAP hétérogène présentant un

amoncèlement de granulats au centre de la

galette et l’apparition d’une auréole de laitance

à la périphérie

Figure 2.20. Etalement d’un BAP


66

Selon le diamètre de la galette obtenue, différentes classes de BAP sont définies (NF EN206-

9, 10) :

- Classe SF1 : étalement compris entre 550 à 650mm.



3.4.1.2. Le temps d'étalement (T500)

L’essai d’étalement peut éventuellement être associé à une mesure du temps écoulé pour

obtenir un étalement de 500mm ou 50cm (T500 ou T50), à partir du moment où on soulève le

cône pour que la galette de béton atteigne un diamètre de 500mm. Pour un même étalement

final, plus la pâte sera visqueuse, plus le béton mettra de temps à s'étaler et plus la valeur T500

sera élevée. On s'attend donc à ce que cette valeur soit reliée à la viscosité du béton (Sedran,

99 ; Emborg, 99). Ce qui fournit une indication sur le caractère visqueux du matériau.

Suivant le T500 obtenu, deux classes de BAP sont définies (NF EN206-9, 10) :

- Classe VS1 : temps d’étalement < 2 secondes.

- Classe VS2 : temps d’étalement ≥ 2 secondes.

3.4.1.3. Essai à la boite LCPC (LCPC Box)

L'essai à la boîte LCPC a été développé par Roussel (Roussel, 07), il consiste à verser

lentement un volume de 6 litres de béton, équivalent à celui utilisé à l'essai d'étalement

classique à une des extrémités de la boîte de telle sorte que la vidange du seau prendra 30

secondes (Figure 2.21).

Figure 2.21. Essai à la boite LCPC sur BAP Figure 2.22. Abaque reliant longueur de

cheminement et seuil découlement

Par comparaison avec l’essai d’étalement, l'essai à la boîte LCPC offre une meilleure

corrélation entre le seuil de cisaillement et la longueur de cheminement atteinte dans la boîte

puisque l'écoulement se fait dans un canal de dimensions 150x200x1200 mm et par


67

conséquent, l'épaisseur du matériau après arrêt de l'écoulement est entre 5 et 10cm, soit

nettement supérieure à celle obtenue avec un essai d'étalement au cône d'Abrams (de l'ordre

de quelques millimètres). Cela permet de considérer l'écoulement du béton et son arrêt comme

ceux d'un fluide homogène et ainsi d'établir une corrélation analytique entre le seuil et

l'étalement des bétons fluides (Roussel, 07). Après arrêt de l'écoulement, on mesure la

longueur de cheminement (L) et à l'aide de l'abaque présenté sur la figure 2.22, on pourra

facilement relier cette longueur à un rapport seuil d'écoulement / densité (τ/ρ) et ainsi déduire

la valeur du seuil. C'est un essai rapide, simple, économique et fiable pour mesurer le seuil

des bétons fluides tels que les BAP.

3.4.2. Mobilité en milieu confiné

La mobilité en milieu confiné est caractérisée par l'homogénéité. Lors de la mise en œuvre,

les BAP sont soumis à différentes sollicitations. Dans un premier temps, le matériau doit

s'écouler et passer à travers des armatures plus ou moins denses. Une fois le remplissage

effectué, le matériau est soumis à la gravité jusqu'à la prise et doit rester homogène tout au

long de ces différentes étapes. L'essai de la boite en L se caractérise par un obstacle

d'armatures plus ou moins contraignant en fonction du dispositif utilisé, ce qui permet de

renseigner sur la mobilité du béton en milieu confiné et en présence d'obstacle.

3.4.2.1. L’essai à boîte en L (L-Box)

L’essai consiste à tester la mobilité du béton en milieu confiné et à vérifier que sa mise en

place ne sera pas contrariée par des phénomènes de blocage (NF EN 12350-10, 10). Le

dispositif d’essai est constitué d’une boîte en forme de L, d’où son nom (Figure 2.23).

Figure 2.23. Essai à la boite en L en cours

d’écoulement après remplissage de la partie

verticale et ouverture de la trappe

Figure 2.24. Essai de stabilité au tamis pendant

les deux minutes d’attente

La partie verticale est séparée de la partie horizontale par une trappe. Des armatures en acier

lisses de 12mm peuvent être intercalées avant la trappe, la distance libre entre les barres est de

41mm dans la configuration à trois barres et de 59mm dans la configuration à deux barres. La

partie verticale du dispositif est remplie de béton (volume nécessaire de l’ordre de 13 litres).

Après arasement, le matériau est laissé au repos pendant 1 min. La trappe est ensuite soulevée


68

et on mesure après arrêt de l’écoulement, les hauteurs de béton, de la partie verticale et de

l’extrémité de la partie horizontale (respectivement H1 et H2).

Le taux de remplissage (PL) est calculé à 0,01 prêt à partir l’équation 2.7 :

(2.7)

Suivant le taux de remplissage à la boite en L, deux classes de BAP sont définies (NF EN206-

9, 10) :

- Classe PL1 : taux de remplissage ≥ 0,80 avec deux armatures.

- Classe PL2 : taux de remplissage ≥ 0,80 avec trois armatures.

Un mauvais écoulement du béton à travers le ferraillage et un amoncellement de granulats au

niveau de la grille sont des signes de blocage ou de ségrégation du béton.

3.4.3. Stabilité

La ségrégation peut être nuisible aux résistances mécaniques mais également à la durabilité de

du béton. Or, le plus souvent elle n'est pas visible sur les parements sauf si elle s'accompagne

de ressuage. On distingue deux types de ségrégation, suivant le déroulement de la mise en

œuvre, la ségrégation dynamique qui survient dans le coffrage lors du coulage et qui est la

séparation entre les gros granulats et la phase suspendante du béton, cette dernière peut-être

décelée par l'essai de la boîte en L, tel que nous venons de le présenter, tandis que la

ségrégation statique apparaît une fois que le matériau est en place et jusqu'à la prise. Il est

donc nécessaire de s'assurer en amont de la stabilité des BAP et de disposer d'essais de

vérification avant coulage.

3.4.3.1. Essai de stabilité au tamis

L’essai de stabilité au tamis permet d’évaluer la résistance à la ségrégation statique des BAP

(NF EN 12350-11, 10). Pour cela, un échantillon de 10 litres de béton est mis au repos

pendant 15 min. Il s’agit ensuite de déverser 4,8 kg (tolérance ± 0,2 kg) de l’échantillon sur

un tamis d’ouverture 5 mm à une hauteur de chute de 50 cm ± 5 cm (Figure 2.24 ci-dessus).

Après 2 min d’attente, on calcule le pourcentage en masse de laitance par rapport à la masse

de l’échantillon à 0,01 près, selon l’équation 2.8 :

(2.8)

Suivant le pourcentage de laitance, deux classes de BAP sont définies (NF EN206-9, 10) :

- Classe SR1 : pourcentage de laitance ≤ 20 %.

- Classe SR2 : pourcentage de laitance ≤ 15 %.

3.4.3.2. Essais de l’indice de ségrégation statique

Inspirée des travaux de (Sidky et al., 81), l'essai de l'indice de ségrégation statique (Bensebti

et al., 07) consiste à remplir de béton un tube en plastique PVC d'un diamètre de 11cm et de


69

40cm de hauteur. Le tube est préalablement scié en deux sur toute sa hauteur facilitant ainsi

l'extraction du béton, des colliers de serrage sont placés sur la périphérie du moule afin de le

maintenir bien fermé. La colonne est placée verticalement sur une base métallique et un joint

en silicone est appliqué pour garantir une étanchéité parfaite du dispositif. La séparation des

sections se fait après la prise du béton (Figure 2.25), le squelette granulaire est ainsi figé dans

la matrice cimentaire. Ceci offre une grande facilité à l'opérateur étant donné que le béton ne

risque pas de s'écouler, réduisant ainsi les erreurs dues aux pertes de matériau lors des

opérations de séparation et de pesage.

Une fois la colonne démoulée, elle sera séparée en trois parties plus ou moins égales (partie

inférieure, partie médiane et partie supérieure). Chaque partie est pesée puis lessivée sur un

tamis d'ouverture 5 mm afin de ne garder que les gros granulats. Ces derniers, après séchage

superficiel, seront à leur tour pesés. On calcule ainsi la teneur en granulats de chaque partie

(Ginf, Gméd et Gsup) qui correspond au rapport de la masse des granulats secs sur la masse

totale de la partie considérée.

L’indice de ségrégation statique (ISS) est déterminé par l'équation 2.9 :

(2.9)

Avec : Ginf et Gsup, les teneurs en gros granulats dans la partie inférieure et supérieure,

respectivement.

Figure 2.25. Séparation des sections après prise pour l’essai de l’indice de ségrégation statique

3.4.4. Autres essais

3.4.4.1. Mesure de la teneur en air occlus

En plus des essais spécifiques à la caractérisation des BAP à l'état frais, un autre essai a été

réalisé, afin d'estimer la teneur en air occlus emprisonné au sein du béton en phase frais.

L'essai à l'aéromètre a été réalisé sur les BAP selon la norme NF EN 12350-7 (NF EN 12350-

7, 12). Cet essai est basé sur le principe de la compressibilité et présume que l'air occlus dans

le béton est le seul élément à être compressé. Moins le béton contient d'air occlus et plus ses


70

performances mécaniques et sa durabilité sont élevées. Expérimentalement, la teneur en air

est réalisée par la méthode du manomètre avec un aéromètre à béton présenté à la Figure 2.26.

Figure 2.26. Mesure de la teneur en air occlus du

béton par la méthode du manomètre

Figure 2.27. Mesure de la masse volumique du

béton frais

Après l'arrêt du malaxage, un échantillon de BAP d'un volume de 8 litres est versé dans le

récipient de l'appareil. Il est constitué de deux éléments, une cuve recevant l'échantillon de

béton et un couvercle rigide muni d'un cadrant gradué. L'ensemble couvercle-cuve est fixé par

un mécanisme étanche et le tout est rempli d'eau. Une pression est ensuite appliquée sur

l'échantillon en utilisant une pompe à air intégré au dispositif et installée en partie supérieure

du couvercle. Cette pression provoque une baisse du niveau d'eau proportionnelle à la

diminution des vides d'air. La valeur lue sur le manomètre du cadran correspond au

pourcentage apparent d'air.

3.4.4.2. Mesure de la masse volumique sur béton frais

Les mesures de masses volumiques réelles ont été réalisées suivant la norme NF EN 12350-6

(NF EN 12350-6, 12). Cette caractéristique permet de vérifier le rendement volumétrique de

la formulation en la comparant à celle obtenue théoriquement. L'essai a été réalisé dans la

cuve de l'aéromètre dont la capacité volumique est importante (8 litres) de telle sorte que

l'échantillon soit représentatif de l’ensemble du matériau (Figure 2.27). Aucune vibration ou

piquage n'a été appliqué pour la mise en œuvre des BAP dans le récipient. Après pesage de la

cuve, vide et remplie, la différence des deux pesées divisées par le volume du contenant nous

donne la masse volumique des BAP exprimée en kg /m3 et qui doit être plus ou moins égale à

la masse volumique théorique.

3.5. Caractérisation mécanique et propriétés de transfert des BAP

Afin de mettre en évidence les effets apportés par l'incorporation des additions minérales dans

les BAP, une étude sur béton durci s'impose. À cet effet, la partie qui va suivre présente les

différentes procédures expérimentales qui ont servi à la caractérisation mécanique, en

particulier, la résistance à la compression uniaxiale. Ainsi que la résistance en compression et

en traction par flexion réalisée sur des éprouvettes en mortier pour la caractérisation de

l'activité des additions. À ceci, s’ajoutent les principaux processus qui gouvernent les


71

transferts dans un milieu poreux cimentaire, notamment, l'absorption, la diffusion et la

perméation. Ces processus conditionnent la durabilité du béton.

3.5.1. Essais mécaniques

3.5.1.1. Essais de traction par flexion et de compression sur mortier

Pour la détermination de l'indice d'activité des additions minérales, des éprouvettes en mortier

de dimensions 4x4x16 cm ont été testées en traction par flexion selon la norme NF EN 196-1

(NF EN 196-1, 06), avec une presse universelle d'une capacité maximale de 250kN. Après

rupture en flexion, les demi-prismes ainsi obtenus ont été testés en compression selon la

même norme et sur la même presse. Les échéances des essais sont 28 et 90 jours. Pour chaque

mortier et chaque échéance d’essai la résistance en traction obtenue est la moyenne issue de 3

résultats, tandis que celle de la compression est la moyenne issue de 6 résultats.

3.5.1.2. Essais de compression sur BAP

L’essai de compression simple a été réalisé sur des éprouvettes cubiques de dimensions

10x10x10 cm conformément à la norme NF EN 12390-3 (NF EN 12390-3, 12), sur une presse

hydraulique de capacité maximale de 2000 kN. Après démoulage à 24 heures, les éprouvettes

sont conservées dans l’eau jusqu’aux échéances des essais qui sont de 7, 28, 90 et 365 jours.

Pour chaque béton et chaque échéance d’essai la résistance obtenue est la moyenne issue de 3

résultats.

3.5.2. Propriétés de transfert des BAP

3.5.2.1. Détermination de la porosité accessible à l’eau

La porosité accessible à l'eau est définie par le rapport du volume total des pores ouverts dans

un corps poreux à son volume apparent. Elle s'exprime en pourcentage du volume apparent.

Pour ce faire, trois échantillons cylindriques de BAP de dimensions 11x5 cm ont été testés

pour chaque formulation et après 28 jours de maturation en suivant les recommandations de

l'AFPC-AFREM (AFPC-AFREM, 97). Il s’agit en réalité de peser les échantillons sous

différents états. Dans un premier temps il faut s’assurer que les échantillons sont saturés en

eau. Pour cela, ont les places dans un dessiccateur à vide, sous une dépression de 25 mbar

pendant 4 heures (Figure 2.28-a), puis on immerge les échantillons dans l’eau, toujours sous

vide, pendant 20heures ± 1heures. Après quoi les éprouvettes subissent une pesée

hydrostatique (Figure 2.28-b).


72

a- Dégazage des corps d’échantillons 11x5 cm

b- Pesée hydrostatique

Figure 2.28. Mesure de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l’eau

À l’issue de cette pesée on obtient la masse du corps d’épreuve immergée Meau. Toujours

saturées, les éprouvettes sont ensuite pesées à l’air, on obtient alors Mair, la masse du corps

d’épreuve imbibé pesé dans l’air. La troisième pesée nécessite un passage dans un four à

105°C ± 5°C, jusqu’à stabilisation de la masse de l’échantillon qui sera alors supposé sec. La

dernière pesée nous fournit Msec, la masse sèche du corps d’épreuve. On détermine finalement

grâce à ces trois masses la porosité accessible à l’eau Ɛ en % (2.10) et la masse volumique

apparente sèche ρd en g/cm3 (2.11).

(2.10)

(2.11)

Avec : Meau : la masse, en gramme, du corps d’épreuve immergé dans l’eau,

Mair : la masse, en gramme, du corps d’épreuve imbibé pesé dans l’air,

Msec : la masse, en gramme, du corps d’épreuve sec.

3.5.2.2. Essai d’absorption d’eau par capillarité

L'essai d'absorption d'eau par capillarité caractérise la capacité de transfert d'un béton par

remontée capillaire.

L'essai a été réalisée suivant la recommandation de l'AFPC-AFREM (AFPC-AFREM, 97),

sur des échantillons de BAP de forme cylindrique et de dimensions 15x5cm. Trois

échantillons de la même formule ont été testés, après une cure humide de 28 jours à une

température de 20°C. La procédure de préconditionnement des échantillons est la suivante :

Un suivi de masse à 80°C jusqu’à masse constante (l'état sec est obtenu lorsque deux

pesées espacées de 24 heures, ne diffèrent pas plus, de 0,1%),

L’étanchéité latérale est assurée à l’aide d’un papier d’aluminium adhésif.


73

La figure 2.29 montre un schéma du dispositif expérimental.

Figure 2.29. Schéma du dispositif de mesure d’absorption d’eau par capillarité (AFPC-AFREM, 97)

L'essai consiste à suivre par pesée successifs la quantité d'eau absorbée par un échantillon de

béton préalablement séché à des échéances de 0, 15mn, 30mn, 1h, 2h, 4h, 8h et 24h. Ce qui

permet la caractérisation indirecte de la porosité capillaire. Le coefficient d’absorption

capillaire est présenté schématiquement en fonction de la racine carrée du temps.

Théoriquement, si on suppose que le réseau capillaire d’un matériau cimentaire est idéal et

qu’il est composé de pores interconnectées et de section constante, on pourra affirmer que le

coefficient d’absorption capillaire suit une loi linéaire en fonction de la racine carrée du temps

(Powers et al., 59). Or, les mesures expérimentales montrent que la cinétique d’absorption est

une courbe en pente plus ou moins décroissante. Le coefficient d’absorption à 1h (ou 2h)

correspond à l'absorption initiale exprimée en kg/m2, il désigne la phase de remplissage des

plus gros capillaires, pour les bétons il est, entre une heure (Balayssac, 92) et deux heures

(Emerson, 90), en fonction de la densification de la microstructure du béton. L’absorption

entre 1h (ou 2h) et 4h (ou 8h ou 24h) correspond à l’absorptivité qui est la vitesse

d’absorption par remontée capillaire exprimée en kg/m²/h

½, c’est la phase de remplissage des

capillaires les plus fins.

À partir des mesures des masses et pour chaque échéance t, on peut déterminer le coefficient

d’absorption capillaire par l’équation 2.12 :

(2.12)

Avec : Cat : est le coefficient d’absorption à l’échéance t (kg/m2),

Mt : est la masse de l’éprouvette à une échéance donnée (kg),

M0

: est la masse initiale de l’éprouvette (kg),

A : est la section de l’éprouvette au contact de l’eau (m²).

La sorptivité est définie par la vitesse d’absorption par remontée capillaire, elle est obtenue

par une régression linéaire de l’ensemble des mesures qui se trouvent dans un domaine

d’évolution linéaire du coefficient d’absorption Cat, généralement, entre 1 et 8 heures. La

sorptivité est donnée par l’équation 2.13, tirée des travaux de (Bessa-Badreddine, 04).

support


74

(2.13)

Avec : S : est la sorptivité (kg/m2/h

½),

Ca8 et Ca1 : sont respectivement le coefficient d’absorption à 8 et 1 heures.

3.5.2.3. Essai de perméabilité à l’oxygène

La perméabilité au gaz est une des propriétés qui conditionne le transfert dans le réseau

poreux du béton, elle constitue un indicateur de durabilité dans la mesure où elle permet de

caractériser la capacité d'un béton à laisser passer un gaz à travers son épaisseur. Le but de cet

essai est de mesurer la perméabilité à l’oxygène (gaz inerte vis à vis des matériaux

cimentaires) traversant un échantillon de béton, en fonction de la pression de l'essai.

La perméabilité à l’oxygène a été réalisée suivant la recommandation de l'AFPC-AFREM

(AFPC-AFREM, 97), sur des échantillons de BAP de dimensions 11x5cm. Trois échantillons

ont servi à la caractérisation d'une seule formulation. Les essais ont été réalisés après une cure

humide de 60 jours à une température de 20°C, la préparation des échantillons est la suivante :

Un séchées à 80°C jusqu’à masse constante (l'état sec est obtenu lorsque deux pesées

espacées de 24 heures, ne diffèrent pas plus de 0,05%),

L’étanchéité latérale est assurée à l’aide d’un papier d’aluminium adhésif,

La pression de confinement latéral est établie à 8 Bars (Figure 2.30),

Les pressions d’essais sont 2, 3 et 4 Bars.

La figure 2.31 résume le principe de fonctionnement du perméamètre.

Figure 2.30. Intérieur d’une cellule de

perméabilité

Figure 2.31. Schéma de principe du fonctionnement

du perméabilimètre

a. Echantillon de béton c. Chambre à air gonflable

b. Manchon en polyuréthane étanche d. Couvercle avec fixations

La perméabilité apparente (ka) est calculée par la formule de Poiseuille selon l’équation 2.14 :

a

b

c d


75

(2.14)

Avec : Q : débit volumique mesuré à la pression atmosphérique (m3/s).

Patm

: pression atmosphérique (Pa),

L : épaisseur d'échantillon (m),

A : section d'échantillon (m2),

p1

: pression appliquée à l’amont (Pa),

μ, viscosité de l’oxygène (2,02.10-5

Pa.s, à 20°C).

Les résultats de la perméabilité apparente (ka) sont présentés sur un graphe en fonction de

l'inverse de la pression moyenne d'essai (1/Pm). On obtient ainsi une droite, dont la valeur de

l'ordonnée à l'origine correspond à la perméabilité intrinsèque (kint) selon l'approche de

Klinkenberg (Klinkenberg, 41) par l'équation (2.15).

(2.15)

Avec : kint : perméabilité intrinsèque du milieu (m2),

Β : coefficient de Klinkenberg,

Pm : pression moyenne d’essai, Pm =(P1 +Patm)/2 (Pa).

Le coefficient de Klinkenberg (β) est défini par le rapport entre la pente des courbes

représentatives et leur ordonnée à l'origine (kint), la figure 2.32 présente le modèle empirique

de Klinkenberg.

Figure 2.32. Perméabilité en fonction de l’inverse de la pression moyenne d’essai (Rozière, 07)


76

Ce paramètre traduit la manière dont se produit l'écoulement gazeux à travers le matériau

étudié. Il est fonction de la finesse du réseau poreux et de la nature du gaz. Plus ce coefficient

est important et plus l'écoulement de l'oxygène dans l'échantillon est dit moléculaire,

autrement dit le gaz s'infiltre à travers des pores de plus petites dimensions (Picandet et al.,

01). De ce fait, le coefficient (β) pourrait être un indicateur de la structure poreuse.

3.5.2.4. Essai de migration des ions chlorure

Le coefficient de diffusion des ions chlorures constitue un des principaux indicateurs de

durabilité. Dans les milieux exposés aux marées, embruns et sels de déverglaçage, les

chlorures sont susceptibles de diffuser dans la solution interstitielle provoquant ainsi la

dépassivation des armatures en acier et remettant en cause la pérennité de l’ouvrage.

Dans des conditions réelles, la diffusion des ions chlorures demande beaucoup de temps, de

plusieurs jours à quelques mois pour des essais en laboratoire contre plusieurs années pour

des essais in situ. C’est dans cette optique que plusieurs recherches sont menées pour tenter de

mettre en place des méthodes d’essais accélérées permettant d’avoir des conditions

expérimentales représentatives des conditions réelles, tout en obtenant un résultat dans des

délais raisonnables. En effet, un compromis entre rapidité et représentativité semble être

atteint par un essai de migration en régime stationnaire, dont le mode opératoire est décrit

dans la Nordtest method NT BUILD 492 (NT BUILD 492, 99). Cette méthode a fait l’objet

de recommandations dans la synthèse des travaux du projet GranDuBé dirigés par Arliguie et

Hornain (Arliguie, 07).

L'essai de migration des ions chlorures a été réalisé selon le mode opératoire NT BUILD 492

(NT BUILD 492, 99), sur trois échantillons d’une même formule de BAP de dimensions 11x5

cm, après 28 jours de conservation sous eau à une température de 20°C. Une fois la saturation

des échantillons sous vide terminée (avec une solution d'hydroxyde de calcium), l'essai de

migration peut commencer. L'essai a été réalisé dans une chambre régulée à une température

constante de 21°C. Il consiste à appliquer une différence de potentiel entre deux électrodes

placées parallèlement aux faces de l'échantillon, une anode en amont et une cathode en aval.

La figure 2.33 présente un schéma de la cellule utilisée.

a. Manchon en caoutchouc

b. Compartiment amont

c. Anode

d. Echantillon

e. Compartiment aval

f. Cathode

g. Support en plastique

h. Boite en plastique

Figure 2.33. Schéma de la cellule de migration NT BUILD 492


77

La tension du champ électrique appliquée aux bornes de l’échantillon, varie en fonction de la

nature du béton. Celle-ci est déterminée en appliquant une tension initiale de 30V. En relevant

l'intensité du courant qui en résulte (I0), la tension de l'essai sera ajustée en fonction d'un

abaque donné par le mode opératoire NT BUILD 492 (NT BUILD 492, 99) présenté à

l’annexe B. La figure 2.34 montre une photographie du montage de l’essai de migration des

ions chlorure.

a- Détail sur le compartiment amont

b- Vue d’ensemble du dispositif de migration

des ions chlorures

Figure 2.34. Essai de migration des ions chlorure

La méthode de mesure de la profondeur de pénétration des chlorures est présentée par la

figure 2.35 :

Figure 2.35. Méthode de mesure de la profondeur de pénétration des chlorures (NT BUILD 492, 99)

À la fin de l’essai, l’échantillon est fendu en deux et un indicateur colorimétrique à base de

nitrate d’argent permet de déterminer la profondeur de pénétration des chlorures. Cette

profondeur de pénétration apparaît en couleur claire, tandis que la zone ne contenant pas de

chlorures apparaît en couleur foncée. De cette valeur de profondeur de pénétration est déduit

le coefficient de diffusion apparent (l’équation 2.16).


78

(2.16)

Avec : Dnssm : coefficient de migration non-stationnaire (×10-12

m2/s),

U : valeur absolue de la tension appliquée (V),

T : valeur moyenne des températures initiales et finales dans la solution amont (°C),

L : épaisseur de l'éprouvette en mm (mm),

Xd : valeur moyenne de la pénétration des profondeurs (mm),

t, durée d'essai (heure).

3.5.2.5. Essai de carbonatation accéléré

L’essai de carbonatation accéléré a été réalisé suivant les recommandations de l'AFPC-

AFREM (AFPC-AFREM, 97), sur des échantillons de BAP de forme prismatique et de

dimensions 7x7x28 cm, après 60 jours de conservation sous eau à une température de 20°C.

Les échantillons ont subi un séchage à une température de 40°C ± 2°C, pendant une durée de

48 heures.

L'enceinte de carbonatation accélérée dispose d'un système d'injection d’un mélange gazeux

de 50% d’air et 50% de CO2 (Rougeau, 97) et d'un capteur de dioxyde de carbone relié à une

électrovanne permettant d'ajuster la concentration du CO2. L'humidité relative est maintenue à

65 %. La figure 2.36 présente un schéma de l'enceinte de carbonatation accélérée.

Figure 2.36. Schéma de l’enceinte de carbonatation accéléré (AFPC-AFREM, 97)

Les échéances de mesure de l'épaisseur carbonatée et du suivi de masse sont les suivantes : 7,

14, 21, 28, 56 et 365 jours. À chaque échéance, les échantillons sont retirés de l'enceinte et les

épaisseurs de béton carbonaté ainsi que les masses sont mesurées. Un morceau de béton d'une

épaisseur de 3cm ± 2mm est prélevé sur chaque éprouvette et les corps d'épreuve résiduels

sont ensuite replacés immédiatement dans l'enceinte.


79

Les mesures de l’épaisseur de béton carbonaté sont réalisées après dépoussiérage et

pulvérisation des surfaces avec la phénolphtaléine. Celle-ci vire au rouge violacé au contact

de matériaux dont le pH est supérieur à 9,2 et demeure incolore pour les faibles valeurs de pH,

c’est-à-dire pour les zones carbonatées (Figure 2.37-a).

a- Photographie d’un BAP à base de filler

calcaire dégradé par la carbonatation

accéléré au bout d’une année d’exposition

b- Choix des rayons pour la mesure de

l’épaisseur dégradée

Figure 2.37. Essai de dégradation accélérée au dioxyde de carbone

Les mesures correspondent aux distances (en mm) entre la surface externe du béton et le front

de coloration, en dehors de zones particulières telles que les coins et les interfaces pâtes

granulats (Figure 2.37-b).

3.5.2.6. Essai de lixiviation au nitrate d’ammonium

Le béton est vulnérable par le pH de sa solution interstitielle qui est fortement basique, de ce

fait, une eau pure exempte de tout agent agressif présente une menace pour le béton dans la

mesure où ce dernier est sujet à des réactions de dissolution et de précipitation de ses

hydrates. Cependant, une cinétique de dégradation pareille prendrait beaucoup de temps avant

qu'un résultat soit quantifiable. L'essai accéléré le plus répondu dans la littérature est celui

réalisé au nitrate d'ammonium, car il permet de simuler un essai de lixiviation à l'eau

déminéralisée avec une cinétique multipliée par un facteur 100.

L'essai de lixiviation au nitrate d'ammonium a été réalisé sur des échantillons de BAP de

forme cylindrique et de dimensions 11x22cm, après 60 jours de conservation sous eau à une

température de 20°C.

L’essai à été réalisé dans une chambre à température contrôlée (20°C ± 2°C). Il consiste à

immerger des échantillons en béton dans une cuve d'un volume de 40 litres remplie d'une

solution de nitrate d'ammonium (NH4NO3) à une concentration de 480 g/l soit d'environ 6

mol/l. Cette concentration est couramment utilisée (Carde, 96 ; Tognazzi, 98 ; Le Bellégo, 01

et Perlot, 05). La solution est renouvelée à moitié tous les 10 jours. Les échantillons sont

disposés sur un porte-échantillon ajouré. Une pompe à eau a été introduite en circuit fermé

NON NON

NON

OK


80

dans le dispositif, afin de maintenir une agitation permanente de la solution. L'efficacité de

cette méthode a été vérifiée par une mesure de pH sur deux échantillons de solutions prélevés

sur deux points de chaque extrémité de la cuve, les mesures présentent une même valeur du

pH à 0.1 près, signe d'une bonne homogénéisation de la solution. D'après Le Bellégo (Le

Bellégo, 01), une agitation se révèle primordiale, il affirme que le manque d'agitation

constitue un facteur de ralentissement de la cinétique de dégradation. Le pH de la solution est

maintenu à 7,0 ± 0,5, ce choix est basé sur les travaux réalisés par Perlot (Perlot, 05). Le pH

de la solution agressive est contrôlé par une électrode de pH combinée, plongée en

permanence dans la solution et reliée à une pompe péristaltique injectant de l'acide nitrique

(HNO3) concentré à 1mol/1 lorsque le pH de la solution augmente au-delà de la valeur

enregistrée (pH de 7,0). Durant les premiers instants qui suivent le lancement de l’essai, le pH

de la solution agressive passe progressivement d’une valeur de pH entre 4 et 5 à une valeur de

pH de 7 suite à l’injection de HNO3. On s’attend donc à ce que la fréquence d’introduction de

HNO3 soit plus importante pendant cette phase. Le réétalonnage des électrodes se fait à

chaque renouvellement pour éviter les dérives du pH d'étalonnage dans le temps. La figure

2.38 présente une photographie de la cuve de dégradation.

Figure 2.38. Photographie des cuves de dégradation

Le suivi de la lixiviation a été effectué à 7, 14, 21, 28, 56 et 365 jours ; à chaque échéance, les

échantillons sont sortis du bac et les épaisseurs de béton lessivées ainsi que les masses sont

mesurées. Pour chaque échantillon, une section du béton d'une épaisseur de 3cm ± 2mm est

prélevée. Les corps d'épreuves restants sont immédiatement replacés dans la solution de

nitrate d'ammonium.

Comme pour l'essai de carbonatation, l'épaisseur de béton lessivé est mesurée après

pulvérisation d'une solution de phénolphtaléine qui permet de révéler l'interface entre la zone

saine et la zone lessivée (figure 2.39-a). Les mesures correspondent aux distances (en mm)

entre la surface externe du béton et le front de coloration. Elles sont effectuées radialement


81

sur le front de coloration en dehors des zones où le front de coloration passe par une interface

granulat-matrice (figure 2.39-b).

a- Photographie d’un BAP à base de filler

calcaire dégradé radialement par le nitrate

d’ammonium

b- Choix des rayons pour la mesure de

l’épaisseur dégradée

Figure 2.39. Essai de dégradation accélérée au nitrate d’ammonium

4. SYNTHÈSE

Afin de mettre en évidence les effets physico-chimiques et mécaniques des additions

minérales sur les propriétés des BAP, une caractérisation complète des matériaux et une mise

en place de procédures expérimentales s’est avérée nécessaire. Ce deuxième chapitre a été

consacré à cet effet, dans lequel, nous avons exposé les différents matériaux utilisés pour la

formulation des suspensions cimentaires (Chapitre III) et des suspensions de BAP (Chapitre

IV) ainsi que leurs propriétés physico-chimiques. Il a été de même des méthodes de

fabrication et des séquences de malaxage des différents mélanges de pâtes, mortiers et bétons

utilisés.

Bien qu'il soit connu que l'ajout d'additions minérales changerait de façon significative le

comportement des matrices cimentaires en phase d'écoulement, ceci est étroitement lié à la

nature de l'addition (inerte ou réactive), à sa finesse et à son dosage (Cyr, 03 ; Yahia et al.,

05 ; Michel et al., 07 et Boudchicha, 07). Tenant compte de ces données, l'effet des additions

à l'état frais du matériau a été effectué en premier lieu sur des pâtes de ciment adjuvantées et

additionnées avec différents dosages. Des essais empiriques au mini-cône et au cône de Marsh

ainsi que des essais rhéologiques au RhéoCAD permettent une première approche de l'effet

fluidifiant ou densifiant des fines minérales. En second lieu, des essais de contrôle spécifique

au BAP, tels que l'étalement, l'écoulement à la boîte en L et la stabilité au tamis seront

réalisés, l'objectif étant d'appréhender la faisabilité des BAP contenant les différentes

additions sélectionnées à des dosages variables.


82

Pour apprécier les propriétés de durabilité, plusieurs essais ont été définis : certains sont liés

au domaine de la mécanique, tels que la résistance mécanique en compression, d'autres sont

liés à l'investigation microstructurale (analyses thermogravimétriques) et d'autres encore

concernent les domaines physico-chimiques, avec par exemple les essais de caractérisation de

la porosité des bétons par immersion sous vide, de perméabilité au gaz, de diffusion des ions

chlorures, d'absorption capillaire, ou bien encore de carbonatation et de lessivage accéléré (au

nitrate d'ammonium). Tous ces essais doivent permettre de déterminer l’effet des additions

minérales sur les résistances mécaniques et les propriétés de transfert dans le béton.

Après caractérisation des différents matériaux utilisés pour la confection des mélanges et la

mise en place d’un programme expérimental, le chapitre suivant traitera de l’effet des

additions minérales sur l’écoulement des suspensions cimentaires. Cette approche, va nous

permettre de mieux appréhender le comportement rhéologique des fines minérales avant

d’aborder l’échelle du béton.

INFLUENCE DES ADDITIONS

MINÉRALES SUR

L’ÉCOULEMENT DES

SUSPENSIONS CIMENTAIRES

Chapitre III

84

CHAPITRE III

INFLUENCE DES ADDITIONS

MINÉRALES SUR L’ÉCOULEMENT

DES SUSPENSIONS CIMENTAIRES

Il est connu que l’utilisation des additions minérales

modifie l’écoulement des mélanges cimentaires. Avant de

s’intéresser à l’effet de ces ajouts sur les BAP, une étude sur

pâtes, cimentaires ou non, est utile, notamment pour valider les

dosages visés à l’échelle du béton. Le chapitre présent traite de la

mise en évidence de l'effet de chaque addition en suspension

simple dans l'eau, ce qui permet d'appréhender les propriétés

propres de chaque poudre en matière de demande en eau, et

d'estimer la demande en superplastifiant. Ensuite, le chapitre

présente les résultats de la caractérisation rhéologique des pâtes

cimentaires à l’état frais afin d’apprécier l'influence des

additions minérales sur le comportement rhéologique.

Sommaire

1. DEMANDE EN EAU DES MÉLANGES CIMENTAIRES 86

1.1. Influence de la surface spécifique sur la demande en eau et sur la compacité

des pâtes ..........................................................................................................................

87


compacité des pâtes .......................................................................................................

89

2. DEMANDE EN SUPERPLASTIFIANT DES MÉLANGES CIMENTAIRES 91

3. ETUDE RHÉOLOGIQUE DES SUSPENSIONS CIMENTAIRES 94

3.1. Préparation des suspensions cimentaires .............................................................. 95

85

3.1.1. Fabrication et séquences de malaxage des pâtes ........................................ 95

3.1.2. Formulation des pâtes ................................................................................. 95

3.2. Mesures des propriétés rhéologiques des pâtes ................................................... 96

3.2.1. Comportement rhéologique ........................................................................ 96

3.2.2. Seuil de cisaillement statique ..................................................................... 100

3.2.3. Viscosité apparente..................................................................................... 100

3.3. Relation entre essais empiriques et mesures rhéologiques ................................... 102

3.3.1. Relation entre étalement au mini-cône et seuil de cisaillement ................. 103

3.3.2. Relation entre temps d’écoulement au cône de Marsh et viscosité ............ 103

4. SYNTHÈSE 106

86

Chapitre III Influence des additions minérales sur

l’écoulement des suspensions cimentaires

Ce chapitre traite de l'effet d'incorporation des additions minérales sur l'écoulement des

suspensions à l’échelle des pâtes.

Avant de s'intéresser à l'écoulement du BAP, il serait utile d'étudier l'écoulement de la pâte

qui le compose. En effet, l'écoulement d'un béton n'est pas celui d'un tas de gravillon, c'est

plutôt la pâte qui gouverne en grande partie le caractère autoplaçant d’un béton. Il est connu

également que les aditions agissent sur le comportement à l'écoulement d'un mélange

cimentaire par leur nature, leur dosage, leur finesse et les interaction complexes qu’elles

peuvent avoir avec le ciment et le superplastifiant. Ainsi, en fonction de leur nature, des

dosages ont été étudiés à l’échelle des pâtes pour être validés en vue de leur utilisation à

l’échelle des bétons.

L'étude réalisée dans ce chapitre comporte deux étapes. Pour la première, les propriétés

d'écoulement au moyen du mini-cône et du cône de Marsh sont quantifiées pour déterminer la

demande en eau des additions en suspension dans l’eau et pour déterminer la demande en

superplastifiant en présence de ciment, en fonction de la finesse et du dosage des additions. La

deuxième compagne expérimentale s'appuie sur les résultats de la première étape pour

caractériser l’écoulement de suspensions cimentaires complètes (ciment + addition + eau +

superplastifiant) à travers les essais d’ouvrabilité déjà utilisés (mini-cône et cône de Marsh)

et des mesures de paramètres rhéologiques (seuil statique et viscosités apparentes) à l’aide

d’un rhéomètre (RhéoCAD 200). Les corrélations les plus pertinentes entre mesures

rhéologiques et modèles empiriques sont mises en évidence.

1. DEMANDE EN EAU DES MÉLANGES CIMENTAIRES

Afin d'évaluer la demande en eau des poudres, plusieurs méthodes expérimentales existent

dans la littérature, ce sont des essais simples à mettre en place, qui ne demandent pas un

appareillage spécifique ni de grandes quantités de matériaux. Elles demandent, en revanche,

une bonne métrise du procédé qui doit toujours être réalisé par le même opérateur. Ces

méthodes sont généralement basées, soit sur :

L’appréciation visuelle du passage de l'aspect boulotté de terre humide vers l'état de

pâte homogène (Sedran , 99),

Des mesures de masse volumique sur des pâtes (Wong, 08 ; Kwan, 08),

Des mesures d'étalement des pâtes au mini-cône (Okamura et al., 93 ; Domone, 97 ;

Brouwers, 05),

Des mesures de consistance à la sonde de Vicat (Sedran et al., 07 ; NF EN 196-3, 09).

Par conséquent, il est primordial de s'intéresser dans un premier temps à la demande en eau

des additions minérales seules. En effet, l’utilisation d'additions peut entrainer une variation

de la demande en eau des mélanges cimentaires et ainsi générés des modifications du

comportement à l’état frais de la suspension (diminution de la consistance et augmentation

Chapitre III : Influence des additions minérales sur l’écoulement des suspensions cimentaires

87

des grandeurs rhéologiques) (Carles-Gibergues, 81 ; Malhotra, 94). Plusieurs paramètres liés

aux additions minérales influencent le besoin en eau des pâtes, notamment, la finesse, la

nature, le dosage de l'addition et le mode d'introduction de l'addition (en substitution ou en

ajout). En l’absence d’une méthode normalisée, nous avons choisi de déterminer la demande

en eau à partir de mesures d’étalement. La méthode correspondante du βp a été décrite au

chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.2.3).

1.1. Influence de la surface spécifique sur la demande en eau et sur la

compacité des pâtes

Il est admis que les additions minérales se caractérisent généralement par une grande finesse,

on s'attend donc à ce que leurs surfaces spécifiques contribuent pleinement à l'écoulement.

Afin d'évaluer l'influence de la surface spécifique sur l'écoulement des suspensions à base de

filler calcaire, de laitier granulé et de poudre de verre, plusieurs finesses d’additions ont été

utilisée en ajustant le temps de broyage de celles-ci. Des essais de demande en eau ont été

réalisés à partir de l’essai d'étalement au mini-cône. La figure 3.1 présente l'effet de la surface

spécifique Blaine des trois additions minérales sur l'écoulement.

Figure 3.1. Effet de la surface spécifique Blaine sur la demande en eau des différentes suspensions

d’additions minérales

Dans notre cas, la figure 3.1 montre clairement que plus la surface spécifique est importante et

plus la demande en eau des mélanges est importante. Ce constat a été observé sur toutes les

additions minérales, quelle que soit leur nature. À chaque augmentation de la finesse, la

surface de mouillage des particules de l’addition augmente induisant ainsi une plus grande

quantité d'eau qui est adsorbée par la surface des particules de l’addition et pour remplir les

vides interparticules. En plus de leur distribution granulométrique, les propriétés de

mouillabilité des poudres ainsi que leur charge de surface peuvent également affecter la

demande en eau (Diederich et al., 12).

Plusieurs études ont montré l'effet de la finesse des additions minérales sur l'écoulement des

matériaux cimentaires. Cependant, les résultats sont controversés. El Hilali (El Hilali, 09) qui

a travaillé à l'échelle des suspensions de pâtes montre que plus les particules d'additions sont

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0 2000 4000 6000 8000 10000

Dem

an

de

en

ea

u β

p

Surface spécifique Blaine SSB (cm²/g)

FC

LG

PV


88

fines, moins la demande en eau nécessaire pour leur écoulement est importante. Néanmoins,

d’autres études (Michel et al., 07 et Boudchicha, 07) menées sur des mortiers, montrent qu'il

existe une relation directe entre la demande en eau et la surface spécifique. Les auteurs

observent une augmentation de la demande en eau liée à l'accroissement de la surface

spécifique.

Afin d’évaluer la compacité des mélanges de pâtes pures composées d’additions, Okamura et

al. (Okamura et al., 95) ont proposés une méthode expérimentale basée sur la demande en eau

minimale (βp) présentée dans l’équation 3.1 :

(3.1)

Avec : βp : renseigne sur le dosage minimal en eau nécessaire pour fluidifier une pâte, il

correspond à l’ordonnée à l’origine de la droite obtenue par la méthode du mini-cône

(Cf. Chapitre II, §3.2.3).

La figure 3.2, obtenue par application de l’équation 3.1, présente la variation de la compacité

des suspensions de filler calcaire, du laitier granulé et de poudre de verre en fonction de la

finesse Blaine. La compacité des pâtes est d’autant plus faible que la finesse des additions est

importante quelle que soit la nature de l’addition en relation avec la demande en eau

croissante. On peut aussi noter que la meilleure compacité est obtenue avec le filler calcaire

par rapport aux autres additions du fait qu’il assure un bon arrangement granulaire ce qui

correspond aux observations réalisées par plusieurs auteurs (Boudchicha, 07 ; Michel et al.,

07 et Diederich, 10).

Figure 3.2. Effet de la surface spécifique Blaine sur la compacité des différentes suspensions

d’additions minérales

L’accroissement de la surface spécifique des additions minérales, entraîne une augmentation

des besoins en eau et une diminution de la compacité des suspensions, indépendamment de la

nature minéralogique de l’addition.

0,55

0,58

0,61

0,64

0,67

0,70

0 2000 4000 6000 8000 10000

Co

mp

ac

ité

Surface spécifique Blaine SSB (cm²/g)

FC

LG

PV


89


compacité des pâtes

La façon par laquelle une poudre minérale est introduite au sein d'un mélange cimentaire

(addition ou substitution) peut conditionner la demande en eau de ce dernier. En effet, pour un

dosage en ciment constant, l'augmentation de l'addition induit une augmentation de la

concentration volumique en solides, impliquant une demande en eau plus importante qui se

traduit par une consistance importante et l’altération des propriétés rhéologiques. Par contre,

pour un dosage en liant (ciment + addition) donné, la substitution du ciment par une addition

minérale peut entrainer une diminution de la demande en eau du mélange à condition que

l'addition présente une demande en eau inférieure à celle du ciment.

Afin d'étudier l'influence de l'augmentation du dosage en additions minérales sur les besoins

en eau des mélanges cimentaires, des essais ont été réalisés sur des pâtes combinées (ciment

et addition). À cet effet, le filler calcaire, le laitier granulé et la poudre de verre, ont été

introduit sous forme d’ajout au ciment à différents dosages de 30, 45 et 60% de la masse du

ciment. Les figures 3.3 (a, b et c) illustrent l'effet de l'augmentation du dosage en solides sur

la demande en eau des pâtes et par conséquent sur l’étalement.

Le dosage en additions minérales influence la demande en eau des mélanges cimentaires. En

effet, pour un taux de 30% d’ajout de filler calcaire et de laitier granulé (Figure 3.3-a et b), la

demande en eau de ces pâtes est inférieure à celle de la pâte de ciment. Tandis que pour la

poudre de verre (Figure 3.3-c), ce dosage ne parvient pas à diminuer la demande en eau du

mélange contrairement aux autres additions. Cependant, pour des taux de plus de 30%

d’ajout, la demande en eau est plus importante que celle du ciment et d’autant plus que le

dosage en additions augmente.

a- Pâtes à base de 30, 45 et 60% de filler

calcaire par rapport au poids du ciment b- Pâtes à base de 30, 45 et 60% de laitier

granulé par rapport au poids du ciment

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 2 4 6 8

Ve

/Vs

Etalement relatif (Γ)

CEM I CEM I + 30% FC

CEM I + 45% FC CEM I + 60% FC

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 2 4 6 8

Ve

/Vs


CEM I CEM I + 30% LG

CEM I + 45% LG CEM I + 60% LG


90

c- Pâtes à base de 30, 45 et 60% de poudre de verre par rapport au poids du ciment

Figure 3.3. Relation entre l’étalement relatif et le rapport Ve/Vs pour les poudres combinées

Des études ont montré que pour un dosage en ciment constant (ou un rapport E/C constant), il

existe une certaine valeur critique qui tient compte du rapport E/C (Zhang, 00 ; Yahia et al.,

05). Ainsi, pour des valeurs inférieures au seuil critique, l'ajout de fine améliore l'écoulement,

malgré l'augmentation de la concentration volumique en solides. Tandis que pour des valeurs

supérieures, l'incorporation d'additions provoque une altération de l’écoulement des mélanges.

Sur la figure 3.4 est rapportée la demande en eau de différentes additions en fonction du

dosage.

Figure 3.4. Influence du dosage en additions minérales sur la demande en eau des pâtes combinées

Pour de faibles dosages en filler calcaire ou en laitier granulé de l’ordre de 30%, les fines de

l’addition remplace l’eau dans les vides intergranulaires, donc à quantité d’eau constante la

disponibilité d’eau supplémentaire améliore ainsi l’écoulement. Cependant, pour des dosages

supérieurs à 30%, cette eau est vite consommée et l’augmentation du volume en solide

entraine des frottements plus importants entre grains solides, diminuant de ce fait

l’écoulement des suspensions. Néanmoins, dans le cas de la poudre de verre, il semblerait que

le dosage critique au-delà duquel l’incorporation de l’addition détériore les propriétés

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 2 4 6 8

Ve

/Vs


CEM I CEM I + 30% PV

CEM I + 45% PV CEM I + 60% PV

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 15 30 45 60

De

ma

nd

e e

n e

au

βp

Dosage en additions (%)

FC

LG

PV


91

d’ouvrabilité soit inférieur à 30%. Ceci a été constaté par Idir (Idir, 09) qui rapporte qu’un

dosage de 10 à 20% en poudre de verre a un effet fluidifiant.

La compacité des différents mélanges à base de ciment seul et combiné a été déterminée par

application de l'équation 3.1 et présentée sur la figure 3.5 en fonction du dosage en addition.

Figure 3.5. Effet du dosage des additions minérales sur la compacité des suspensions cimentaires

L’ajout d’addition au ciment augmente la compacité des pâtes par rapport à une suspension de

ciment seul pour un dosage de 30% d'ajouts de filler calcaire et de laitier granulé. Pour des

dosages supérieurs à cette limite, la compacité diminue en fonction de l'augmentation du

dosage en addition. L’incorporation de la poudre de verre n’améliore pas la compacité par

rapport à une pâte de ciment et cela même pour un dosage de 30%. Certains auteurs (Yahia et

al., 05) expliquent l'augmentation de la compacité d'un mélange par une amélioration de

l'arrangement des particules dans la matrice, dû à un remplissage des vides disponibles dans la

suspension par les fines particules de l'addition minérale. Cependant, au-delà d'un dosage

critique, la compacité des mélanges diminue avec l'ajout de fines. Les auteurs considèrent que

la compacité maximale est atteinte lorsque le dosage critique en addition est atteint ; au-delà

de ce dosage, les frictions entre particules augmentent (Yahia et al., 05).

Le dosage critique, au-delà duquel l’incorporation d’une addition accroit la demande en eau

est variable d’une addition à une autre. Pour un dosage de 30%, l’ajout de filler calcaire ou

de laitier granulé améliore l’ouvrabilité des p tes. Tandis que pour la poudre de verre, ce

dosage est probablement inférieur à 30%.

2. DEMANDE EN SUPERPLASTIFIANT DES MÉLANGES CIMENTAIRES

Afin de mettre en évidence l’influence de la nature et du dosage des additions sur la demande

en superplastifiant, nous avons réalisé un essai au cône de Marsh, qui relie une consistance à

un temps d'écoulement pour différents dosages en superplastifiant exprimé en pourcentage par

rapport à la masse du ciment. Les résultats obtenus sont présentée sur la figure 3.6.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

CEM I FC LG PV

Co

mp

ac

ité

CEM I + 30% A CEM I + 45% A CEM I + 60% A


92

L'essai au cône de Marsh consiste à mesurer le temps d'écoulement d'une suspension cinq

minutes après sa fabrication en fonction de la variation du dosage en superplastifiant. Un

volume d'un litre de coulis s'écoule sous l'effet gravitaire à travers un orifice d'un diamètre de

8mm. Les essais ont été effectués sur des mélanges de ciment Portland ordinaire et l’une des

additions (filler calcaire, laitier granulé ou poudre de verre) à des dosages variables de 30, 45

et 60%. Le rapport E/C étant fixe et égal à 0,40 additionné en superplastifiant à des teneurs

croissantes par palier de 0,1% en masse du ciment. A titre d’indication l’adjuvant utilisé au

cours de cette étude est le viscocrete 3045.

a- Effet de l’augmentation du dosage du filler

calcaire sur la demande en SP b- Effet de l’augmentation du dosage du laitier

granulé sur la demande en SP

c- Effet de l’augmentation du dosage de la poudre de verre sur la demande en SP

Figure 3.6. Temps d’écoulement au cône de Marsh en fonction du dosage en SP

Détermination du dosage à saturation

Les courbes sont composées de deux parties linéaires avec pour chacune d'entre elles des

pentes différentes. Le croisement de ces parties linéaires correspond au point de saturation.

Par définition, le point de saturation est le point au-delà duquel toute augmentation du dosage

en superplastifiant ne contribue pas à l'amélioration de la rhéologie du mélange cimentaire

30

40

50

60

70

80

90

100

0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Dosage en superplastifiant (%)

CEM I + 30% FC

CEM I + 45% FC

CEM I + 60% FC

30

40

50

60

70

80

90

100

110

0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)


CEM I + 30% LG

CEM I + 45% LG

CEM I + 60% LG

60

90

120

150

180

210

240

270

0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)


CEM I + 30% PV

CEM I + 45% PV

CEM I + 60% PV


93

(Aïtcin, 01). Un surdosage en superplastifiant est souvent accompagné de phénomène de

retard de prise sur l'hydratation du ciment (Yamada et al., 00).

Les résultats présentés sur les figures 3.6 (a, b et c) et 3.7 montrent que l'augmentation du

dosage en fine accroît la demande en superplastifiant des mélanges quel que soit le type de

l'addition minérale. D'après Lecomte et al. (Lecomte et al., 06), les additions minérales

consomment une part non négligeable de superplastifiant, variable selon leurs natures. De ce

fait, la quantité de superplastifiant destinée à la défloculation et à la dispersion des grains de

ciment sera mobilisée en partie par des additions minérales, réduisant ainsi la rhéologie du

mélange si on ne tient pas compte de la demande en superplastifiant de l'addition. Autrement

dit, plus le dosage en addition augmente et plus leur demande en superplastifiant augmente

aussi.

Le dosage à saturation d'un mélange cimentaire peut dépendre fortement de la nature et du

dosage de l'addition qui le compose. De plus, certaines additions minérales mobilisent peu de

superplastifiant par rapport à d'autres. La figure 3.7 montre que le filler calcaire présente une

demande en superplastifiant moins importante que celles du laitier granulé et de la poudre de

verre. Ces résultats rejoignent ceux trouvés par Boudchicha (Boudchicha, 07) qui rapporte

que les mélanges avec filler calcaire demandent des quantités de superplastifiant plus faibles

pour un dosage donnée d’addition et une ouvrabilité visée. Shi et al. (Shi et al., 98) affirment

que les laitiers adsorbent le superplastifiant, ce qui se traduit par une demande en

superplastifiant plus importante pour obtenir un même étalement. Enfin, pour des faibles

teneurs de poudre de verre, Idir (Idir, 09) montre un effet fluidifiant du verre qui consomme

moins de superplastifiant que le ciment. En revanche, pour des valeurs importantes d’ajout

(entre 30 et 60%), la poudre de verre consomme une quantité très importante de

superplastifiant.

Figure 3.7. Effet du dosage en additions minérales sur la demande en superplastifiant des mélanges

cimentaires

Les additions minérales consomment une part non négligeable du superplastifiant selon leurs

natures et leurs dosages. Le filler calcaire présente la plus faible demande en superplastifiant

suivi du laitier granulé. Cependant, la poudre de verre, composée principalement de silice, a

un comportement qui peut être assimilé à celui de la fumée de silice qui se caractérise par

0,6

0,8

1

1,2

1,4

30 45 60

Po

int

de

sa

tura

tio

n (

%)

Dosage en additions (%)

CEM I + FC

CEM I + LG

CEM I + PV


94

une demande en superplastifiant supérieure à celle du ciment. La demande en superplastifiant

de la poudre de verre et en particulier pour un fort dosage est la plus importante de toutes les

additions de cette étude.

3. ETUDE RHÉOLOGIQUE DES SUSPENSIONS CIMENTAIRES

Après avoir caractérisé la demande en eau et en superplastifiant des différents types

d'additions minérales, une étude rhéologique est menée. En effet, cette partie est enrichissante

pour notre étude dans la mesure où la rhéologie nous permet de caractériser l'écoulement des

différents mélanges.

L'étude des suspensions cimentaires est conduite dans un premier temps sur des essais

d'ouvrabilité au moyen de l'étalement au mini-cône et l'écoulement au cône de Marsh. Dans

un second temps, l’étude est menée sur une caractérisation de l'écoulement par des essais

rhéologiques aboutissant à la mesure du seuil de cisaillement statique et à la viscosité

apparente. Les essais de cette compagne expérimentale ont été réalisés dans une salle

climatisée à température régulée à 20°C ± 1°C. Les différents matériaux qui ont servi à la

réalisation de nos suspensions ont été stockés dans cette même salle, afin de maintenir la

même température. Pour chaque suspension, trois mesures ont été réalisées successivement

suivant un échéancier prédéfini :

L’étalement au mini-cône avec observation visuelle de l’aspect de la galette,

Temps d’écoulement au cône de Marsh,

Mesures rhéologiques.

Les échéances et les durées de mesure ont été respectées pour tous les mélanges. La procédure

expérimentale réalisée est présentée dans le tableau 3.1 :

Tableau 3.1. Séquence de réalisation des différents essais

Etape Instant Durée totale Grandeurs

mesurées Réponses d’étude

Malaxage des

matériaux t0* 5 minutes - -

Essai

d’étalement au

mini-cône

t0 + 30s 4 minutes et 30

secondes Etalement Etalement (cm)

Essai

d’écoulement

au cône Marsh

t0 + 5min 7 minutes Temps

d’écoulement

Temps

d’écoulement (s)

Mesures

rhéologiques t0 + 12min 15 minutes

Couples résistant

Vitesse de rotation

Seuil statique

Viscosité apparente

* t0 : correspond à la fin du malaxage.


95

3.1. Préparation des suspensions cimentaires

3.1.1. Fabrication et séquences de malaxage des pâtes

La procédure de fabrication des pâtes, notamment l'ordre d'introduction des constituants dans

le malaxeur ainsi que la séquence de malaxage ont été les mêmes pour toutes les pâtes. Les

séquences et la durée de malaxage qui ont servi à la confection des différentes pâtes d'études

sont décrites dans le chapitre II (Cf. Chapitre II, §2.1).

3.1.2. Formulation des pâtes

Afin d'étudier l'influence de la nature et du dosage des additions minérales sur l'écoulement

des pâtes, trois types d'additions de nature minéralogique différente ont été utilisées : le filler

calcaire, le laitier granulé et la poudre de verre. Les fines minérales ont été utilisées en

addition et non en substitution, avec trois dosages différents de 30, 45 et 60% par rapport à la

masse du ciment. Les pâtes qui ont servi aux essais de ce programme expérimental, ont été

gâchées avec deux rapports E/C de 0,36 et 0,42, ce qui permet d’encadrer la valeur de 0,4

utilisée lors des essais de dosage à saturation en superplastifiant et d’étudier l’écoulement sur

une plus large gamme de fluidité, et à des rapports E/L variable en fonction des taux d'ajouts

d'additions.

Les pâtes qui ont servi à nos essais se composent de quatre constituants : le ciment, les

additions, l'eau et le superplastifiant. Pour simplifier la tâche de formulation, nous avons opté

pour des rapports massiques entre les constituants au lieu des dosages propres des

constituants.

L'équation 3.2 présente les différents rapports massiques utilisés :

(3.2)

Avec : x : Dosage de l’addition par rapport au ciment, égale à 0,3, 0,45 et 0,6 respectivement

pour 30, 45 et 60% d’ajout,

y : Rapport massique entre l’eau d’apport et le liant,

z : Dosage du superplastifiant par rapport au liant.

y est déduit des valeurs E/C, alors que z est fixée à 1,3% de la masse du liant qui représente

une valeur par défaut ou par excès mais proche du dosage à saturation pour l’ensemble des

pâtes.

Les différents compositions de pâtes sont présentées dans le tableau 3.2.


96

Tableau 3.2. Composition des pâtes

Ciment Addition Eau Plastifiant E/C E/L

Unité % g -

Filler

calcaire

30 2834,5 850,3 1192 49,1

0,42

0,32

45 2650,2

1192,6

1114,5

45,9

0,29

60 2488,7

1493,2

1046,6

43,1

0,26

30 3085,4 925,6 1110,7 53,7

0,36

0,28

45 2887,4

1299,4

1039,5

50,2

0,25

60 2713,3

1628

976,8

47,2

0,23

Laitier

granulé

30 2898 869,4 1218,7 50,2

0,42

0,32

45 2734,4

1230,5

1149,9

47,4

0,29

60 2588,7

1553,2

1088,6

44,9

0,26

30 3116,3 934,9 1121,9 54,2

0,36

0,28

45 2928,1 1317,7 1054,1 50,9 0,25

60 2761,4 1656,8 994,1 48 0,23

Poudre

de verre

30 2850 855 1198,5 49,4

0,42

0,32

45 2670,6 1201,7 1123,1 46,3 0,29

60 2512,7 1507,6 1056,7 43,5 0,26

30 3060,7 918,2 1101,9 53,3

0,36

0,28

45 2855,1 1284,8 1027,8 49,7 0,25

60 2675,4 1605,2 963,1 46,5 0,23

3.2. Mesures des propriétés rhéologiques des pâtes

Tous les mélanges cimentaires ont subi le même historique de cisaillement détaillé dans le

Chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.2.4.1) et respectent la même procédure expérimentale.

3.2.1. Comportement rhéologique

Les courbes d'écoulement (contrainte de cisaillement – gradient de vitesse) des différentes

suspensions cimentaires sont rapportées sur la figure 3.8. Les suspensions cimentaires

étudiées ont toutes montré un comportement non linéaire, obéissant à une loi de puissance,

répondant au comportement rhéoépaississant décrit par le modèle d'Herschel-Bulkley (Cf.

Chapitre I, §6.2.2). Ces comportements ont été observés par plusieurs auteurs sur des

suspensions cimentaires (Cyr et al., 00 ; Mouret, 03 et Mansour et al., 10).


97

a- Courbes d’écoulement des pâtes à base de

filler calcaire à 30, 45 et 60%, E/C = 0,42 b- Courbes d’écoulement des pâtes à base de

laitier granulé à 30, 45 et 60%, E/C = 0,42

c- Courbes d’écoulement des pâtes à base de poudre de verre à 30, 45 et 60%, E/C = 0,42

d- Courbes d’écoulement des pâtes à base de

filler calcaire à 30, 45 et 60%, E/C = 0,36

e- Courbes d’écoulement des pâtes à base de

laitier granulé à 30, 45 et 60%, E/C = 0,36

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 5 10 15 20 25 30 35

Co

ntr

ain

te (

Pa

)

Vitesse de cisaillement (1/s)

FC 30%

FC 45%

FC 60%

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 5 10 15 20 25 30 35

Co

ntr

ain

te (

Pa

)


LG 30%

LG 45%

LG 60%

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Co

ntr

ain

te (

Pa

)


PV 30%

PV 45%

PV 60%

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20 25 30 35

Co

ntr

ain

te (

Pa

)


FC 30%

FC 45%

FC 60%

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20 25 30 35

Co

ntr

ain

te (

Pa

)


LG 30%

LG 45%

LG 60%


98

f- Courbes d’écoulement des pâtes à base de poudre de verre à 30, 45 et 60%, E/C = 0,36

Figure 3.8. Effet de la nature et du dosage en additions sur le comportement rhéologique des pâtes

Des études menées par Cyr (Cyr, 99) sur des pâtes de ciment fluidifiées (sans addition)

montrent que celles-ci ont un comportement rhéoépaississant. L'auteur observe que

l'incorporation de superplastifiant transforme l'allure des courbes d'écoulement des pâtes

pures de ciment adjuvantées d'un comportement rhéofluidifiant à un comportement

rhéoépaississant en fonction de l'accroissement du dosage en superplastifiant (Cyr, 99). Qu'en

est-il alors de l'effet des additions minérales sur le comportement rhéoépaisssissant ?

En faisant varier le dosage de l’addition minérale, des modifications importantes des

paramètres rhéologiques ont été observées, notamment, l'augmentation du seuil de

cisaillement statique et l'évolution de l'exposant n. La figure 3.9 montre l'évolution de

l'exposant n en fonction de l'augmentation du dosage de l'addition minérale.

a. Avec rapport E/C = 0,42

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Co

ntr

ain

te (

Pa

)


PV 30%

PV 45%

PV 60%

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 15 30 45 60

Ind

ice

n

Quantité de fines (%)

FC LG PV

rhéo

flu

idif

ian

t

rhéo

épai

ssis

san

t


99

b. Avec rapport E/C = 0,36

Figure 3.9. Evolution de l’exposant n en fonction de l’augmentation du dosage en additions

minérales

Aucune des additions minérales utilisées au cours de cette étude, une fois introduite dans une

pâte de ciment en présence du superplastifiant, ne provoque un changement du comportement

rhéoépaississant. L'exposant n caractérise l'aspect rhéoépaississant ou rhéofluidifiant des

différentes suspensions étudiées. En fonction du type et du dosage de l’addition, on relève

plutôt une amplification ou une atténuation du comportement rhéoépaississant.

L'augmentation du dosage en additions minérales amplifie le comportement rhéoépaississant

des suspensions cimentaires pour un taux de 30% d'ajout, au-delà duquel, l'évolution du

caractère rhéologique est différente d'une addition à une autre. Pour des rapports E/C de 0,36

et 0,42 respectivement, l'augmentation du dosage en verre pour des taux de 45 et 60%, atténue

le rhéoépaississement. Des taux élevés en verre entrainent un comportement pratiquement

Binghamien (Figure 3.8-c et f). En effet, Cyr (Cyr, 99) qui a effectué des essais sur des pâtes

de ciment fluidifiées avec ajout de fumée de silice révèle que ces dernières passent

progressivement d'un comportement rhéoépaississant (avec présence de superplastifiants et

sans fumée de silice) à un comportement rhéofluidifiant en fonction de l'accroissement de la

quantité de fumée de silice. Il semblerait que la poudre de verre à des dosages importants, se

comporte de la même façon que la fumée de silice.

L’incorporation d’addition minérale a un effet d'amplification ou d'atténuation du phénomène

rhéoépaississant en fonction de la nature et du dosage de celle-ci. Les pâtes à base de filler

calcaire et de laitier granulé ont un comportement rhéoépaississant quel que soit le dosage en

addition. La poudre de verre atténue le rhéoépaississement pour des taux de 45 et 60%

d'ajout, quels que soient les rapports E/C étudiés (0,36 et 0,42).

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 15 30 45 60

Ind

ice

n

Quantité de fines (%)

FC LG PV

rhé

ofl

uid

ifia

nt

rh

éo

ép

aiss

issa

nt


100

3.2.2. Seuil de cisaillement statique

La figure 3.10 montre l’évolution du seuil statique des différents mélanges cimentaires en

fonction du dosage de l’addition. L’augmentation de la concentration volumique en solides est

accompagnée d’une augmentation du seuil statique. Ces valeurs sont majoritairement

inférieures ou égales à 10Pa, excepté pour le filler calcaire à 60% pour un rapport E/C de

0,36, la poudre de verre à 45% et à 60% respectivement pour des rapports E/C de 0,36 et 0,42.

Cela veut donc dire qu’il est possible d’obtenir des mélanges à faible seuil compatibles avec

le comportement autoplaçant quel que soit le dosage en addition, à condition que le dosage en

superplastifiant soit proche de la saturation et que le rapport E/C ne soit pas trop faible.

a- Pâtes à base de filler calcaire b- Pâtes à base de laitier granulé

c- Pâtes à base de poudre de verre

Figure 3.10. Evolution du seuil statique en fonction des différents dosages en addition

minérale

3.2.3. Viscosité apparente

La figure 3.11 donne, en fonction de la concentration volumique en solides, la variation de la

viscosité apparente pour deux valeurs de gradients de vitesse (10 et 29s-1

) qui sont

0

5

10

15

20

15 30 45 60

Se

uil

sta

tiq

ue

(P

a)

Taux des additions (%)

E/C = 0,36

E/C = 0,42

Seuil d'autoplaçance

0

5

10

15

20

15 30 45 60

Se

uil

sta

tiq

ue

(P

a)


E/C = 0,36

E/C = 0,42


0

20

40

60

80

100

120

140

15 30 45 60

Se

uil

sta

tiq

ue

(P

a)


E/C = 0,36

E/C = 0,42



101

représentatives de la mise en place du béton. L'accroissement du dosage en additions, (30, 45

et 60%), pour un dosage en ciment constant, conduit à l'augmentation de la concentration

volumique et par conséquent favorise généralement l'accroissement de la viscosité du

mélange indépendamment de la nature de l’addition. En effet, il semble que l’encombrement

de particules dans la suspension, agit en augmentant la viscosité apparente, du fait de

l'augmentation des contraintes de frottement (El Barrak, 05).

Il est intéressant de noter que la sensibilité de la viscosité apparente avec la concentration

volumique reste assez faible dans le cas du filler calcaire et du laitier granulé, quel que soit le

rapport E/C. De plus, les valeurs témoignent de suspensions assez fluides. La sensibilité de la

viscosité avec la concentration volumique est nettement plus marquée dans le cas de la poudre

de verre, dès que l’on dépasse le dosage de 45%, notamment pour le rapport E/C de 0,36.

a- Pâtes à base de filler calcaire, E/C = 0,42 b- Pâtes à base de laitier granulé, E/C = 0,42

c- Pâtes à base de poudre de verre, E/C = 0,42

0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

0,48 0,50 0,52 0,54 0,56 0,58

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)

Concentration volumique en solides

Viscosité à 10 1/s


0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

0,48 0,50 0,52 0,54 0,56

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)




0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

0,48 0,50 0,52 0,54 0,56 0,58

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)





102

d- Pâtes à base de filler calcaire, E/C = 0,36 e- Pâtes à base de laitier granulé, E/C = 0,36

f- Pâtes à base de poudre de verre, E/C = 0,36

Figure 3.11. Viscosités apparentes (à 10 et 29 s-1

) en fonction de la concentration volumique en

solides pour les différents additions minérales

L’augmentation du dosage en filler calcaire et en laitier granulé maintient le caractère

rhéoépaississant des pâtes indépendamment du rapport E/C. Alors que la poudre de verre,

dès qu’elle est incorporée au dosage de 45% pour le rapport E/C de 0,36, et à 60% quel que

soit le rapport E/C semble atténuer ce comportement. En général, l'augmentation du dosage

en addition entraine une augmentation de la concentration volumique en solides, ce qui induit

un accroissement des viscosités apparentes.

3.3. Relation entre essais empiriques et mesures rhéologiques

Un rhéomètre adapté aux pâtes de ciment n'est pas largement disponible dans l'industrie de la

construction en raison de son coût relativement important et au manque de mode opératoire

adéquat et universel. Par conséquent, il est avantageux de pouvoir relier des mesures

rhéologiques à des essais empiriques plus simples et faciles à réaliser (essai d'étalement au

mini-cône et l'essai d'écoulement au cône de Marsh). Une comparaison entre les mesures

rhéologiques et les résultats des essais empiriques sont présentés dans la suite de cette partie.

0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

2,8

3,2

0,52 0,54 0,56 0,58 0,60

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)




0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

2,8

3,2

0,52 0,54 0,56 0,58 0,60

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)




0,4

0,8

1,2

1,6

2

2,4

2,8

3,2

0,52 0,54 0,56 0,58 0,60 0,62

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)





103

3.3.1. Relation entre étalement au mini-cône et seuil de cisaillement

Des essais d’étalement au mini-cône ont été réalisés sur les suspensions cimentaires

adjuvantées et à différents dosages d’additions minérales. Les étalements obtenus varient

entre 10cm et 17cm. L’augmentation de la concentration volumique en solide diminue

l’étalement. La littérature mentionne que le seuil de cisaillement est correctement corrélé à

l’étalement mesuré au mini-cône. La figure 3.12 montre une diminution de l’étalement pour

l’ensemble des additions avec l’augmentation du seuil de cisaillement. Ces résultats

confirment ceux de plusieurs auteurs (Cyr, 99 ; Saak et al., 04 et Schwartzentruber, 06).

Figure 3.12. Corrélation entre les seuils statiques et les étalements mesurés sur suspensions

3.3.2. Relation entre temps d’écoulement au cône de Marsh et viscosité

Après l’essai d’étalement, un essai d’écoulement au cône de Marsh a été réalisé suivant

l’ordre décrit dans le tableau 3.1. Le cône est rempli d’un volume de pâte de deux litres et le

temps de mesure correspond à l’écoulement d’un volume d’un litre par palier de 100ml

exprimé en secondes. L’écoulement de la pâte se fait par effet gravitaire, au fur et à mesure

que l’écoulement atteint 2/3 du volume total. La courbe qui correspond au temps

d’écoulement-volume rempli perd de sa linéarité par la diminution du poids de l’échantillon

dans le cône, d’où la nécessité d’introduire un volume plus important afin de maintenir un

écoulement continu. L'essai d'écoulement a été réalisé sur l’ensemble des suspensions

cimentaires. L'évolution du temps d'écoulement en fonction du volume coulé présente une

relation linéaire. Les résultats obtenus par l'essai d'écoulement au cône de Marsh sont

présentés sur la figure 3.13.

R² = 0,725

6

8

10

12

14

16

18

20

0 5 10 15 20 25 30

Eta

lem

en

t (c

m)

Seuil de cisaillement (Pa)


104

a- Pâtes à base de filler calcaire à 30, 45 et 60%,

E/C = 0,42 b- Pâtes à base de laitier granulé à 30, 45 et 60%,

E/C = 0,42

c- Pâtes à base de poudre de verre à 30, 45 et 60%, E/C = 0,42

a- Pâtes à base de filler calcaire à 30, 45 et 60%,

E/C = 0,36

b- Pâtes à base de laitier granulé à 30, 45 et 60%,

E/C = 0,36

R² = 0,998

R² = 0,998

R² = 0,999

0

25

50

75

100

125

150

175

200

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

FC 30%

FC 45%

FC 60%

R² = 0,999

R² = 0,999

R² = 0,999

0

25

50

75

100

125

150

175

200

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

LG 30%

LG 45%

LG 60%

R² = 0,998

R² = 0,999

R² = 0,998

0

25

50

75

100

125

150

175

200

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

PV 30%

PV 45%

PV 60%

R² = 0,995

R² = 0,995

R² = 0,995

0

50

100

150

200

250

300

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

FC 30%

FC 45%

FC 60%

R² = 0,997

R² = 0,996

R² = 0,996

0

50

100

150

200

250

300

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

LG 30%

LG 45%

LG 60%


105

c- Poudre de verre à 30, 45 et 60%, E/C = 0,36

Figure 3.13. Variation du temps d’écoulement au cône de Marsh en fonction du volume rempli pour

les différents additions

L'écoulement des différents mélanges cimentaires présentés sur la figure 3.13 révèle un

comportement linéaire tout au long de la vidange du cône. La littérature montre que la mesure

du temps d'écoulement effectuée au cône de Marsh peut être corrélée à la viscosité obtenue au

rhéomètre (Khayat, 98 ; Cyr, 99). Cyr et Diederich (Cyr, 99 ; Diederich, 10) préconisent un

temps représentatif à 150ml pour un volume de 500ml d'échantillon. Les résultats obtenus sur

la figure 3.14 présentent une bonne corrélation entre la viscosité et le temps d'écoulement au

cône de Marsh pour un volume représentatif de 300ml. Les corrélations obtenues dans notre

étude sont en accord avec les données bibliographiques citées dans ce paragraphe. On s’est

proposé de réaliser plusieurs corrélations reliant la viscosité des différents mélanges à

plusieurs temps représentatifs à différents volumes de 300, 500, 700 et 900ml par rapport à un

volume total d'un litre de pâte.

Figure 3.14. Corrélation entre les viscosités et

les temps d’écoulements au cône de Marsh.

Pour toutes les additions le temps d’écoulement

correspond à un volume de 300 ml

Figure 3.15. Pertinence du volume choisi sur le

coefficient de corrélation entre la viscosité et le

temps d’écoulement au cône de Marsh

R² = 0,995

R² = 0,993

R² = 0,99

0

50

100

150

200

250

300

0 200 400 600 800 1000 1200

Te

mp

s d

'éc

ou

lem

en

t (s

)

Volume rempli (ml)

PV 30%

PV 45%

PV 60%

R² = 0,815

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 10 20 30 40 50 60

Vis

co

sit

é (

Pa

.s)

Temps d'écoulement (s)

R² = 0,901

0

200

400

600

800

1000

0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86

Vo

lum

e c

on

sid

éré

(m

l)

Coefficient de détermination (R2)


106

La figure 3.15 présente la pertinence du volume de pâte écoulé sur le coefficient de

détermination (R²) obtenu par les corrélations des viscosités avec les différents temps

d'écoulement correspondant à plusieurs volumes choisis. Quel que soit le volume considéré, le

temps qui en découle permet d'avoir une bonne corrélation à condition d’avoir un écoulement

continu. De ce fait, la recommandation de choisir un temps d'écoulement correspondant à un

volume plus faible que celui introduit dans le cône n'est pas toujours fondée.

Les résultats des viscosités apparentes des différentes suspensions de fines présentées sur les

figures 3.14 et 3.15 ont été déterminées pour un gradient de vitesse de 10s-1

. D'autres

viscosités ont été déterminées pour un gradient de vitesse de 29s-1

, les résultats obtenus

montrent des corrélations acceptables.

Les résultats des essais d'ouvrabilité présentent une bonne corrélation avec les mesures

rhéologiques. En effet, le seuil de cisaillement peut être corrélé à l'étalement au mini-cône,

tandis que la viscosité apparente obtenue pour un taux de cisaillement donné est relié au

temps d'écoulement au cône de Marsh qui correspond à un volume choisi de pâtes. Quel que

soit ce volume considéré, le temps qui en découle permet d'avoir une bonne corrélation, à

condition d’avoir un écoulement continu.

4. SYNTHÈSE

Avant d'aborder l'influence de l'incorporation des additions minérales sur l'écoulement du

béton, une étude sur pâte nous a permis de mettre en évidence les besoins en eau et en

superplastifiant. Cette étude à aussi permis d’apprécier le comportement rhéologique des

suspensions. À cet effet, plusieurs essais ont été réalisés sur des suspensions cimentaires

adjuvantées et additionnées. L'approche méthodologique utilisée pour cette campagne

expérimentale, consiste :

Dans un premier temps à déterminer la demande en eau des différentes additions

minérales utilisées sur des suspensions cimentaires non adjuvantées (ciment + addition

+ eau). Ainsi, on a pu déterminer la demande en eau minimale pour chaque mélange.

Dans un second temps, l'étude s'est portée sur la demande en superplastifiant des

additions au sein d'une suspension cimentaire. Pour cela, plusieurs dosages de

superplastifiant par rapport à la masse du ciment ont été appliqués. Ils ont permis de

conclure à un dosage optimal (à saturation), au-delà duquel l'augmentation du dosage

n'apporte aucune amélioration à la fluidité du mélange.

La première partie de cette étude a été réalisée à l'aide de méthodes empiriques basées sur des

essais d’ouvrabilité tels que le mini-cône et le cône de Marsh, reliant les propriétés de

consistance à des paramètres rhéologiques tels que le seuil de cisaillement et la viscosité

apparente. À ce stade de l'étude, les essais d'ouvrabilité nous ont permis de déterminer

quelques propriétés relatives, impliquant le rôle joué par les additions minérales dans

l'écoulement des pâtes cimentaires. Cependant, pour une étude plus approfondie, l'utilisation

d'un rhéomètre et l'étude des suspensions en écoulement s'est avérée utile. L’étude

rhéologique nous a permis de caractériser le comportement rhéologique de chaque écoulement

et la mesure des différentes propriétés rhéologiques. De plus, des corrélations peuvent être


107

déduites des deux approches, empirique et rhéologique. Différents enseignements ont été

tirés.

Sur la demande en eau :

La surface spécifique Blaine influence la demande en eau et la compacité des

mélanges. En effet, l’accroissement de la surface spécifique des additions minérales

entraîne une augmentation des besoins en eau et une diminution de la compacité des

suspensions d’additions, quelle que soit la nature minéralogique de l’addition.

Le dosage de l’addition joue un rôle sur la demande en eau des mélanges, plus la

quantité d’addition est importante, plus les besoins en eau se font ressentir. Jusqu’à un

dosage de 30%, le filler calcaire ou le laitier granulé améliorent les propriétés

rhéologiques, se traduisant par une augmentation de l’étalement et de la compacité par

rapport à la suspension de ciment.

Sur la demande en superplastifiant :

L'augmentation du dosage en fines accroît la demande en superplastifiant des

mélanges quel que soit le type de l'addition minérale. Les essais réalisés sur le cône de

Marsh montrent que les additions minérales consomment une part non négligeable de

superplastifiant, variable selon leurs natures. En effet, la nature de l’addition semble

influencer la demande en superplastifiant. Les résultats montrent que le filler calcaire

présente la moindre demande en superplastifiant suivi du laitier granulé. La demande

en superplastifiant du verre est la plus importante et devient très significative pour des

forts dosages.

Sur le comportement rhéologique :

L’incorporation d’addition minérale a un effet d'amplification ou d'atténuation du

phénomène rhéoépaississant en fonction de la nature et du dosage de celle-ci. Les

pâtes à base de filler calcaire et de laitier granulé ont un comportement

rhéoépaississant quel que soit le dosage en addition et indépendamment du rapport

E/C. La poudre de verre atténue le rhéoépaississement pour des taux de 45 et 60%

d'ajout qui correspond à des rapports E/C de 0,36 et 0,42 respectivement.

L'augmentation du dosage en addition entraine une augmentation de la concentration

volumique en solides, ce qui induit un accroissement des propriétés rhéologiques telles

que le seuil de cisaillement statique et la viscosité apparente.

Les résultats des essais d'ouvrabilité présentent une bonne corrélation avec les mesures

rhéologiques. En effet, le seuil de cisaillement peut être corrélé à l'étalement au mini-

cône, tandis que la viscosité apparente obtenue pour un taux de cisaillement donné est

relié au temps d'écoulement au cône de Marsh qui correspond à un volume de pâte

choisi. Quel que soit ce volume considéré, le temps qui en découle permet d'avoir une

bonne corrélation, à condition d’avoir un écoulement continu.

Si le filler calcaire et le laitier granulé ont un effet fluidifiant par rapport à la poudre de verre

sur l’écoulement des suspensions cimentaires, leur effet s’atténue avec l’augmentation du

dosage. Qu’en est-il alors de leur effet sur l’écoulement des BAP ?


108

Les valeurs des paramètres rhéologiques mesurés sur pâte nous permettent de considérer les

dosages de 30, 45 et 60% en masse de ciment, quelle que soit la nature de l’addition, à

condition d’avoir un dosage en superplastifiant qui est proche du dosage à la saturation et

d’avoir un rapport E/C supérieur à 0,36.

Le chapitre IV vise à vérifier la faisabilité autoplaçante avec substitution du filler calcaire

traditionnellement utilisé par le laitier granulé ou la poudre de verre.

CONTRIBUTION DES

ADDITIONS MINÉRALES À

L’ECOULEMENT DES BÉTONS

AUTOPLAÇANTS ET À HAUTE

PERFORMANCE

Chapitre IV

110

CHAPITRE IV

CONTRIBUTION DES ADDITIONS

MINÉRALES À L’ECOULEMENT DES

BÉTONS AUTOPLAÇANTS ET À

HAUTE PERFORMANCE

Si le filler calcaire est traditionnellement utilisé comme

addition dans la confection des bétons autoplaçants, le laitier

granulé et en particulier les déchets de verre le sont moins et

pourtant leur utilisation entrevoit de nombreux avantages.

L’objectif principal du présent chapitre étant de vérifier la

faisabilité autoplaçante des BAP à base de ces additions pour

différents dosages variables allant de 30 à 60%. L’étude a été

menée sur deux types de béton : un BAP d’ouvrage et un BAP à

hautes performances.

Sommaire

1. MÉTHODE UTILISÉE POUR LA FORMULATION DES BÉTONS 112

1.1. Procédure de formulation ............................................................................................. 112

1.2. Détermination du point de saturation .................................................................... 113

1.3. Formulation des bétons de référence .................................................................... 114

1.4. Démarche expérimentale de l’étude ...................................................................... 116

1.5. Séquence de malaxage des bétons ........................................................................ 116

2. OUVRABILITÉ ET SÉQUENCE D’ESSAI 120

2.1. Essais d’ouvrabilité ....................................................................................................... 120

2.2. Séquence de réalisation des essais d’ouvrabilité ....................................................... 121

3. RÉSULTATS OBTENUS SUR BÉTONS 121

111

3.1. Bétons d’ouvrage .................................................................................................. 121

3.1.1. Fluidité des BAP ......................................................................................... 121

3.1.1.1. Etalement au cône d’Abrams ........................................................... 121

3.1.1.2. Temps T500 ........................................................................................ 123

3.1.1.3. Ecoulement à la boite LCPC ............................................................ 123

3.1.2. Ouvrabilité en milieu confiné ..................................................................... 124

3.1.2.1. Ecoulement à la boite en L ............................................................... 124

3.1.3. Stabilité des BAP ........................................................................................ 125

3.1.3.1. Stabilité au tamis .............................................................................. 125

3.1.3.2. Indice de ségrégation statique .......................................................... 126

3.1.4. Corrélations rhéologiques ........................................................................... 126

3.1.4.1. Seuil d’écoulement des BAP ............................................................ 126

3.1.4.2. Viscosité plastique des BAP ............................................................ 129

3.1.5. Optimisation des différentes compositions de BAP ................................... 130

3.2. Béton à hautes performances ................................................................................ 131

3.2.1. Fluidité des BAPHP ................................................................................... 131

3.2.1.1. Etalement au cône d’Abrams ........................................................... 131

3.2.1.2. Temps T500 ........................................................................................ 132

3.2.1.3. Ecoulement à la boite LCPC ............................................................ 132

3.2.2. Ouvrabilité en milieu confiné des BAPHP ................................................. 133

3.2.2.1. Ecoulement à la boite en L ............................................................... 133

3.2.3. Stabilité des BAPHP ................................................................................... 134

3.2.3.1. Stabilité au tamis .............................................................................. 134

3.2.3.2. Indice de ségrégation statique .......................................................... 135

3.2.4. Propriétés rhéologiques des BAPHP .......................................................... 135

3.2.4.1. Seuil d’écoulement ........................................................................... 135

3.2.4.2. Viscosité plastique ............................................................................ 136

4. SYNTHÈSE 137

112

Chapitre IV Contribution des additions minérales à

l’écoulement des bétons autoplaçants et à haute

performance

Le présent chapitre est consacré à l’étude de l'influence des additions minérales sur les

propriétés rhéologiques des bétons autoplaçants à l’état frais. L'une des principales

préoccupations à laquelle est confrontée la présente étude est la faisabilité autoplaçante suite

au remplacement du filler calcaire traditionnellement employé pour la formulation des BAP,

par du laitier granulé de hauts fourneaux et les déchets de poudre de verre à des dosages de 30

à 60% par rapport à la masse du ciment. Pour une large gamme de résistance, deux types de

béton ont été visés, un BAP d'ouvrage et un béton à haute performance (BAPHP avec ajout de

fumée de silice), confectionnés avec le même squelette granulaire. Plusieurs essais ont servi à

la caractérisation des différentes propriétés des BAP, dont la plupart sont normalisés.

Certaines propriétés rhéologiques ont été vérifiées par application de corrélations reliant le

seuil d'écoulement et la viscosité plastique à des paramètres d'ouvrabilité.

1. MÉTHODE UTILISÉE POUR LA FORMULATION DES BÉTONS

Plusieurs formulations ont été élaborées à partir d'une composition de référence exempte de

toute addition minérale. L'ajout des fines minérales est réalisé par addition et non par

substitution du ciment dont le dosage est maintenu constant.

Nous avons travaillé sur deux types de béton de résistance différente :

Un béton autoplaçant d'ouvrage (BAP), qui se caractérise par une résistance

moyenne à 28 jours de 35 à 40 MPa.

Un béton autoplaçant à haute performance (BAPHP) de classe II, qui se caractérise

par une résistance de 70 à 80 MPa.

1.1. Procédure de formulation

L'approche de formulation qui a servi à la confection des différents mélanges de cette étude

est empirique basée sur une méthodologie expérimentale s'appuyant sur les recommandations

de l’AFGC (AFGC, 08) :

Le dosage en ciment est fixé en fonction de la résistance visée des bétons, pour les

deux classes de résistances citées ci-dessus, respectivement 350 kg/m3 pour les

BAP et 450 kg/m3 pour les BAPHP tout en respectant les normes en vigueur (NF

EN 206-1, 12).

Le volume de pâte retenu est de 330 à 400 litres/m3, permet de favoriser

l’écoulement du béton tout en réduisant les frottements entre les granulats.

Chapitre IV : Contribution des additions minérales à l’écoulement des bétons autoplaçants

113

Le dosage en fluidifiant est déterminé de façon expérimentale, sur la base d’essais

d’étalement sur béton, de telle sorte que lorsqu’on varie le dosage en adjuvant, on

obtient un étalement supérieur ou égal à 600mm.

Le dosage en additions minérales est pris en compte par rapport à la masse du

ciment. La quantité de particules inférieures à 125µm (ciment compris) doit être

de l’ordre de 500kg/m3.

L’optimisation du squelette granulaire a été réalisée à l’aide d’un logiciel de

formulation développé par CBAO (Conception de Béton Assistée par Ordinateur).

Elle est basée sur la méthode de Dreux - Gorisse et appliquée aux bétons

autoplaçants avec la prise d’un rapport G/S (proche de 1). Le programme

d’optimisation de la composition granulaire par le CBAO est donné en Annexe C.

1.2. Détermination du point de saturation

La fluidité est l'une des principales propriétés d'un BAP, celle-ci passe obligatoirement par

l'emploi d'un fluidifiant de type plastifiant ou superplastifiant. Deux fluidifiants ont servi à la

confection des bétons d'études, un plastifiant de type viscocrete 3045 a été utilisé pour la

composition des BAP d'ouvrage. Cependant, pour les BAP à hautes performances qui se

caractérisent par un très faible rapport E/L, un superplastifiant de type viscocrete tempo 12

s'est avéré être un choix judicieux du fait de son pouvoir puissant de dispersion qui permet de

réduire l'eau tout en maintenant une fluidité adéquate et un bon maintien de la rhéologie dans

le temps. La figure 4.1 présente l'évolution de l'étalement des deux bétons de références en

fonction de l'accroissement du dosage en superplastifiant.

Figure 4.1. Détermination du point de saturation en fonction de l’étalement

Pour bien cerner le rôle joué par les additions minérales sur l'écoulement du béton, le dosage

en superplastifiant est déterminé par rapport à la masse du ciment seul et maintenu constant

300

350

400

450

500

550

600

650

0,5 1 1,5 2 2,5 3

Eta

lem

en

t (m

m)


Béton R issu des BAP

Béton R issu des BAPHP


114

tout au long de cette étude. Les deux bétons de références issus des BAP d’ouvrage et ceux à

hautes performances sont formulés sans aucune addition, se caractérisant ainsi par un volume

de pâte assez faible. La forte demande en superplastifiant du Béton R, issu des BAPHP par

rapport à celui issu des BAP est principalement due au faible rapport E/C.

1.3. Formulation des bétons de référence

Dans le but de mettre en évidence l’intérêt du volume de pâte, la partie liante des bétons de

références est composée uniquement de ciment sans additions. Cependant, on s'est limité à

l'essai d'étalement, à l'appréciation visuelle lors du malaxage et à l'aspect de la galette formée

après l'essai d'étalement, comme critères d’adoption de la composition des bétons. Les

observations ont en effet montré un regroupement des granulats au centre de la galette du

béton de référence (Figure 4.2-a) et l’apparition de laitance à sa périphérie (Figure 4.2-b), des

signes révélateurs d'une ségrégation et d'un ressuage d’où l’intérêt d’emploi des additions

pour garantir la stabilité des BAP.

La principale contrainte rencontrée lors de la formulation des bétons de référence a été de

pouvoir concilier la fluidité (correspondant à un étalement minimal visé de l'ordre de 600mm)

avec un volume de pâte composé exclusivement par le ciment à des dosages modérés selon la

norme NF EN 206-1 (NF EN 206-1, 12). Les volumes de pâtes des bétons de références issus

des BAP d’ouvrage et ceux à hautes performances sont respectivement de 312 et 317

litres/m3. Ces volumes de pâtes sont inférieurs aux volumes recommandés par l’AFGC

(AFGC, 08).

a- Amoncèlement d’un tat de granulat au centre

de la galette dépourvue de pâte

b- L’auréole de laitance de plusieurs millimètres

de largeurs

Figure 4.2. Observations visuelles tirées de l’essai d’étalement

L’une des conditions nécessaires pour l’obtention d’un BAP stable et fluide est la limitation

du dosage et de la grosseur des gros granulats, induisant de ce fait un rapport G/S plus bas par

rapport au béton classique et l’emploi de fines minérales comme addition pour augmenter le

volume de pâte. D’après l’AFGC (AFGC, 08), Le rapport G/S doit être proche de 1. Plusieurs


115

formulations préliminaires ont servi à l’obtention des bétons de référence en faisant varier le

rapport G/S. Les résultats des étalements obtenus pour chaque rapport sont présentés sur la

figure 4.3.

Figure 4.3. Evolution de l’étalement des bétons de références en fonction du rapport G/S

L’étalement des bétons de référence diminue avec l’augmentation du rapport G/S ce qui peut

être expliqué par l’absence d’un volume de pâte adéquat assurant un écartement suffisant des

gros granulats permettant d’atténuer les frottements intergranulaires. Il s’avère qu’un rapport

G/S égale à 0,89 assure une meilleure fluidité des bétons, ce rapport est retenu pour la suite de

notre étude.

Le tableau 4.1 résume les compositions préliminaires retenues, pour la formulation des bétons

de référence issus des BAP d’ouvrages et ceux à hautes performances.

Tableau 4.1. Composition des bétons de référence

Unité B R issu des BAP B R issu des BAPHP

Sable 0/2 kg/m3 553 540

Sable 0/4 kg/m3 286 279

Gravillon 3/8 kg/m3 205 258

Gravillon 6.3/16 kg/m3 539 525

CEM I 52.5N kg/m3 - 450

CEM II 42.5 kg/m3 350 -

Addition minérale kg/m3 - -

Eau efficace kg/m3 190 162

Viscocrete 3045 kg/m3 6,3 -

Viscocrete tempo 12 kg/m3 - 10,8

E/C - 0,54 0,36

G/S - 0,89 0,89

Volume de pâte l/m3 312 315

Air occlus % 6,4 5,5

510

530

550

570

590

610

1,2 1,1 1 0,89

Eta

lem

en

t (m

m)

Rapport massique (G/S)

Béton R issu des BAP

500

520

540

560

580

600

620

1,2 1,1 1 0,89 E

tale

me

nt

(mm

)

Rapport massique (G/S)

Béton R issu des BAPHP


116

L’emploi de fines minérales comme addition dans les bétons permet de limiter le dosage en

ciment à des valeurs raisonnables (de 350 à 450) kg/m3 de béton et de garantir un volume de

p te suffisant pour atteindre l’autoplaçance.

En dépit du faible volume de p te, l’étalement visé est atteint gr ce en partie à l’optimisation

du rapport G/S et du dosage en adjuvant, cependant le béton présente une instabilité

caractérisée par un amoncellement des gros granulats au centre de la galette et une auréole

de laitance à sa périphérie. Pour augmenter le volume de pâte deux possibilités sont offertes,

la première consiste en l’augmentation du dosage en ciment, ce qui induit un surcoût sur le

plan économique et des risques de fissuration par une exothermie importante sur le plan

technique. La deuxième voie consiste en l’emploi d’additions minérales.

1.4. Démarche expérimentale de l’étude

La démarche expérimentale utilisée au cours de cette étude est schématisée sur la figure 4.4 et

les différentes compositions de BAP et de BAPHP élaborées sont présentées respectivement

dans les tableaux 4.2 et 4.3. Par souci de simplification, on désigne le filler calcaire par (FC),

le laitier granulé par (LG), la poudre de verre par (PV) et la fumée de silice par (FS). Le

numéro qui suit chaque appellation correspond au dosage de l'addition exprimée en pourcent

par rapport à la masse du ciment.

Remarque : pour des raisons de résistances mécaniques et afin de maintenir un volume de pâte

entre 330 et 400 litres/m3, le dosage en addition minérale pour la formulation des BAPHP a

été limitée à 25% du poids du ciment et celui de la fumée de silice à 30 kg/m3, limite prescrite

par le fabricant.

1.5. Séquence de malaxage des bétons

La procédure de fabrication des bétons, notamment l'ordre d'introduction des constituants

dans la bétonnière ainsi que la séquence de malaxage ont été les mêmes pour tous les

mélanges. La séquence et la durée de malaxage qui ont servi à la confection des différents

bétons d'étude sont décrites dans le chapitre II (Cf. Chapitre II, §2.3).


117

Figure 4.4. Organigramme de la démarche expérimentale utilisée

Démarche expérimentale

Béton d’ouvrage

(BAP)

Béton à haute performance

(BAPHP)

Béton R issu des BAP Béton R issu des BAPHP

Ajouts des additions minérales pour un taux de 25%

Pour chaque type d’addition, trois

dosages seront étudiés : 30, 45 et 60%

par rapport au poids du ciment

Introduction de la fumée de silice en

combinaison aux autres additions

minérales pour un dosage de 30 kg/m3

BAP FC BAP PV BAP LG

Après optimisation du dosage de l’addition

BAPHP PV+FS BAPHP LG+FS BAPHP FC+FS BAP PV BAP FC BAP LG

BAPHP FC BAPHP LG BAPHP PV BAPHP FS


118

Tableau 4.2. Composition des BAP d’ouvrages

BAP Sable

0/2

Sable

0/4

Gravillon

3/8

Gravillon

6.3/16 CEM II

Addition

minérale

Eau

efficace SP E/C G/S

Air

occlus V/pâte

Unité kg/m3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 - - % l/m

3

Béton R 553 286 205 539 350 - 190 6,3 0,54 0,89 6,4 312

BAP FC 30 518 267 190 503 350 105 190 6,3 0,54 0,89 6,3 355

BAP FC 45 498 256 183 484 350 157,5 190 6,3 0,54 0,89 6,4 377

BAP FC 60 478 244 174 467 350 210 190 6,3 0,54 0,89 6,5 398

BAP LG 30 532 276 199 517 350 105 190 6,3 0,54 0,89 5,2 348

BAP LG 45 522 272 198 508 350 157,5 190 6,3 0,54 0,89 4,3 366

BAP LG 60 509 265 191 497 350 210 190 6,3 0,54 0,89 4 385

BAP PV 30 528 273 198 513 350 105 190 6,3 0,54 0,89 5,1 354

BAP PV 45 510 266 192 496 350 157,5 190 6,3 0,54 0,89 5 374

BAP PV 60 497 260 188 486 350 210 190 6,3 0,54 0,89 4,2 395

BAP FC 60 500 258 185 486 350 210 175 7 0,50 0,89 5,4 380

BAP LG 60 529 280 203 515 350 210 175 7 0,50 0,89 2,9 367

BAP PV 60 517 273 199 506 350 210 175 7 0,50 0,89 3,1 376

Bétons de références

Bétons étudiés au 5ème

chapitre


119

Tableau 4.3. Composition des BAP à hautes performances

BAP Sable

0/2

Sable

0/4

Gravillon

3/8

Gravillon

6.3/16 CEM I

Addition

minérale

Eau

efficace SP E/C G/S

Air

occlus V/pâte

Unité kg/m3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 kg/m

3 - - % l/m

3

Béton R 540 279 258 525 450 - 162 10,8 0,36 0,89 5,5 317

BAPHP FC 535 280 204 521 450 112 155 10,8 0,34 0,89 4 356

BAPHP LG 543 286 207 526 450 112 155 10,8 0,34 0,89 3,8 349

BAPHP PV 538 284 208 525 450 112 155 10,8 0,34 0,89 3,6 354

BAPHP FS 547 286 267 531 450 30 155 10,8 0,34 0,89 3,7 324

BAPHP FC+FS 526 276 204 513 450 112 + 30 158 10,8 0,35 0,89 3,2 372

BAPHP LG+FS 532 280 208 519 450 112 + 30 158 10,8 0,35 0,89 3,1 365

BAPHP PV+FS 529 278 206 518 450 112 + 30 158 10,8 0,35 0,89 2,9 371

Bétons de références

Bétons étudiés au 5ème

chapitre


120

2. OUVRABILITÉ ET SÉQUENCE D’ESSAI

2.1. Essais d’ouvrabilité

Plusieurs tests empiriques conçus spécifiquement pour évaluer le caractère autoplaçant sont

décrits dans le chapitre I (Cf. Chapitre I, §5). Afin de caractériser le comportement

autoplaçant de nos différents mélanges, nous avons choisi pour la suite de ce travail, cinq

essais, dont trois sont normalisés par l’AFNOR. L’ensemble des tests est regroupé dans le

tableau 4.4 avec les grandeurs mesurées et les observations qui peuvent être tirées à travers

l’essai.

Tableau 4.4. Essais d’ouvrabilités utilisées

Essais Grandeurs mesurées Observations

Etalement au cône

d’Abrams

Temps en seconde mis pour

atteindre un étalement de 500

mm de diamètre (T500).

Diamètre moyen final de la

galette correspondant à la

moyenne de deux diamètres

perpendiculaires (Dmoy) en

(mm).

L’aspect de la galette après arrêt

de l’écoulement nous renseigne

sur des éventuelles anomalies

liées à la ségrégation et au

ressuage.

Boite en L Taux de remplissage de la

boite (H2/H1).

Un amoncellement de granulats

au niveau des barres est un signe

révélateur d’une ségrégation

dynamique du béton.

Stabilité au tamis

Pourcentage de laitance qui

passe à travers un tamis

d'ouverture 5 mm (P).

Une éventuelle présence d’eau à

la surface du seau après 15

minutes, est un signe de

ressuage du béton.

La séparation du béton dans le

seau (phase suspendant à la

partie supérieure et

l’amoncellement d’agrégats au

fond) est un signe de

ségrégation statique.

Boite LCPC Longueur d’étalement (L) en

cm.

L’apparition de laitance dans le

canal et un dépôt des granulats

au fond du seau sont des signes

d'une ségrégation du béton.

Indice de ségrégation

statique

Teneur en granulats de chaque

partie, inférieure, médiane et

supérieure (ISS).

ISS < 5 % (béton présentant une

bonne homogénéité et une

résistance à la ségrégation

statique).


121

2.2. Séquence de réalisation des essais d’ouvrabilité

Par manque d'opérateurs et de quantité assez importante de matériaux, il nous a été impossible

de réaliser l'ensemble des essais en simultané. Pour pallier ce problème, une chronologie

d'essai (présentée dans le tableau 4.5) a été mise au point et appliquée à l'ensemble des

mélanges.

Tableau 4.5. Séquence de réalisation des essais à l’état frais

Délai Essai

t0

Après la fin du malaxage, un échantillon de 10 litres de béton est récupéré de

la bétonnière, recouvert et conservé à l’abri de l’évaporation pendant 15 min

pour l’essai de stabilité au tamis.

t0 + 3min Un essai d’étalement au cône d’Abrams est effectué.

t0 + 7min En parallèle, un opérateur réalise l’essai de la boite LCPC.

t0 + 15min Suite aux deux essais précédents, l’ensemble du béton est récupéré, puis

remalaxé 30 secondes afin de ré-homogénéiser le béton avant de réaliser

l’essai à la boite en L.

t0 + 18min Les 15 minutes de repos finis, on réalise l’essai de stabilité au tamis

t0 + 21min Pour finir, on réalise une mesure de la masse volumique et de la teneur en air.

t0 + 30min

Une fois tous les essais effectués, on procède à un dernier re-malaxage de 30

secondes, avant la mise en place du béton dans la colonne pour l’essai de

ségrégation statique et dans les moules d’éprouvettes pour les essais à l’état

durci.

t0 : correspond à l’arrêt du malaxage.

3. RÉSULTATS OBTENUS SUR BÉTONS

Les essais empiriques cités dans le tableau 4.4 ont été réalisés sur des bétons, dont la gamme

de résistance en compression étudiée couvre une plage allant des bétons d'ouvrage (35 - 40

MPa) aux bétons à hautes performances (70 - 80 MPa).

3.1. Bétons d’ouvrage

3.1.1. Fluidité des BAP

3.1.1.1. Etalement au cône d’Abrams

Les résultats obtenus et présentés sur la figure 4.5 montrent que tous les bétons ont des

valeurs d’étalement qui s’inscrivent dans le domaine des BAP (550 à 850mm) prescrit par la

norme NF EN 206-9 (NF EN 206-9, 10).


122

Figure 4.5. Influence du dosage en addition sur

l’étalement

Figure 4.6. Relation entre l’étalement et le

volume de pâte

Toutes les additions améliorent de façon remarquable l'étalement par augmentation du volume

de la pâte due à l'introduction des additions. En effet, la littérature révèle l'existence d'une

théorie appelée « théorie de la pâte en excès » proposée par Kennedy (Kennedy, 40). Cette

théorie suppose que l'ouvrabilité d'un béton peut être améliorée si la quantité de pâte est

suffisamment importante pour couvrir la surface des grains. Oh et al. (Oh et al., 99)

rapportent que la couche de pâte qui enrobe les granulats réduits les contacts entre les

particules et minimise les frictions entre eux. De ce fait, plus l'épaisseur de cette couche est

importante, plus l'espace entre les granulats est important et moins les frictions sont

imposantes et par conséquent, l'ouvrabilité du mélange est améliorée. La figure 4.6 illustre

une bonne corrélation entre l'étalement et le volume de pâte, corroborant ainsi les résultats

obtenus sur l’étalement.

Cependant, au-delà d'un dosage optimal de 45% d'addition, l'étalement diminue par effet de

l'augmentation de la concentration volumique en solides, mais reste dans le domaine des BAP

et largement supérieur à celui donné par le Béton R. En effet, Yahia et al. (Yahia et al., 05)

montrent que les fines particules de l'addition s'intercalent dans les vides trouvés entre les

particules du mortier, la compacité est ainsi améliorée par un meilleur arrangement des

particules dans la matrice. De ce fait, la quantité d'eau contenue dans ces vides est dispersée

dans la solution interstitielle et améliore ainsi la fluidité du mélange. Cependant, au-delà d'un

dosage critique, la viscosité du mortier augmente avec l'ajout de l'addition (Yahia et al., 05).

Le FC garantit les valeurs maximales de l’étalement par rapport au LG et à la PV du fait de sa

faible demande en superplastifiant qui est moindre pour une même fluidité (Zhu, 05). En effet,

certaines additions à caractère réactif comme le laitier granulé présentent un écoulement qui

dépend de deux composantes : une composante physico-chimique et une composante

granulaire liée aux frottements des particules (Toutou, 02). Shi et al. (Shi et al., 98) rapportent

que les laitiers de hauts fourneaux adsorbent le superplastifiant, il est donc possible, à dosage

constant en super plastifiant, qu’une diminution de la fluidité soit observée.

550

600

650

700

750

800

850

0 15 30 45 60 75

Eta

lem

en

t (m

m)


BAP FC

BAP LG

BAP PV

R² = 0,746

550

600

650

700

750

800

850

290 310 330 350 370 390 410

Eta

lem

en

t (m

m)

Volume de pâte (L)


123

3.1.1.2 Temps T500

Le temps T500 est réalisé conjointement avec l’essai d’étalement, il correspond au temps que

met la galette de béton pour atteindre un étalement de 500mm, il nous renseigne sur la vitesse

de déformation du béton. La figure 4.7 représente l’évolution du T500 des trois BAP pour

différents dosages d’additions.

Figure 4.7. Influence du dosage en addition sur le temps T500

Les valeurs du T500 obtenues révèlent que tous les bétons ont des temps d’étalement qui

s’inscrivent dans le domaine des BAP (inférieurs à 2 sec) (NF EN 206-9, 10). D’une part, les

BAP avec additions ont une mise en place plus rapide par rapport au Béton R d’autre part, au-

delà d’un taux de 45% d’ajout, l’effet inverse se produit, la mise en place se fait moins

rapidement, mais reste inférieure au Béton R. Dans un premier temps l’introduction des

additions améliorent la fluidité par la réduction des frottements intergranulaires ce qui permet

un écoulement plus rapide mais au-delà d’un certain dosage la concentration en solide

augmente et provoque le ralentissement de l’écoulement du béton.

3.1.1.3. Ecoulement à la boite LCPC

L'essai à la boite LCPC développé par Roussel (Roussel, 07) permet de caractériser la fluidité

d'un BAP au même titre que l'essai d'étalement au cône d'Abrams. Les résultats obtenus par

l'essai à la boite LCPC sont présentés sur la figure 4.8. On constate que l'allure des courbes

suit presque la même évolution que celle obtenue par l'essai d'étalement au cône. Rappelons

que le volume d'échantillon testé à la boite LCPC est d’environ 6 litres, l'équivalent en

volume du cône d'Abrams, on s'attend donc à ce que les résultats de cette méthode soient

corroborés avec ceux de l'étalement au cône. En effet, la figure 4.9 présente une bonne

corrélation entre les mesures de l'étalement au cône et les longueurs d'écoulement à la boite.

Ces observations ont été confirmées par d’autres auteurs (Yamine, 07).

0,3

0,5

0,7

0,9

1,1

0 15 30 45 60 75

T5

00 (

se

c)


BAP FC

BAP LG

BAP PV


124

Figure 4.8. Influence du dosage en addition sur

la longueur d’étalement à la boite LCPC

Figure 4.9. Relation entre la longueur d’étalement

à la boite LCPC et l’étalement au cône d’Abrams

Quelle que soit la méthode de caractérisation, l’augmentation du dosage en additions

améliore la fluidité des BAP, ainsi que leur temps de mise en place pour un dosage optimal de

45%. Au-delà de ce dosage, la fluidité diminue et le temps d’étalement augmente. La plus

grande valeur de fluidité est obtenue par le filler calcaire suivi par la poudre de verre et enfin

le laitier granulé pour les raisons que nous avons exposées et qui concernent essentiellement

leur nature, leur demande en eau et en SP.

3.1.2. Ouvrabilité en milieu confiné

3.1.2.1. Ecoulement à la boite en L

La fluidité pour un béton autoplaçant n'est pas la seule condition à vérifier, en effet, un BAP

doit pouvoir passer à travers un ferraillage plus ou moins dense sous l'effet unique de son

propre poids. Afin de caractériser la capacité de passage, un essai à la boite en L avec une

configuration à trois barres a été appliqué à l'ensemble des mélanges. Les résultats obtenus

sont présentés sur la figure 4.10.

Figure 4.10. Effet du dosage en addition sur l’écoulement à la boite en L

20

40

60

80

100

120

0 15 30 45 60 75

Lo

ng

ue

ur

d'é

tale

me

nt

(cm

)


BAP FC

BAP LG

BAP PV

R² = 0,901

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

600 650 700 750 800 850

Lo

ng

ue

ur

d'a

tale

me

nt

(mm

)

Etalement (mm)

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 15 30 45 60 75

H2/H

1


BAP FC

BAP LG

BAP PV

Dom

ain

e d

es B

AP


125

La plupart des BAP donne des taux de remplissage qui s'inscrivent dans le domaine des

bétons autoplaçants (H2/H1 ≥ 0,8) selon la norme NF EN 206-9 (NF EN 206-9, 10), excepté le

Béton R qui donne une valeur du taux de remplissage de 0,52. Le Béton R se caractérise par

un faible volume de pâte (312 litres), insuffisant pour entraîner les gros granulats et minimiser

les frictions entre eux (d'après la théorie de l'excès de pâte). Ce qui a induit un phénomène de

blocage en amont des barres stoppant ainsi le passage du béton.

Le BAP LG avec un dosage de 30% d'addition, donne une valeur critique du taux de

remplissage de 0,77 traduisant un volume de pâte encore insuffisant ; la densité du LG est

supérieure à celle du FC et de la PV. Ces résultats confirment le taux optimal d'addition de

45%. Au-delà de ce dosage on constate une légère diminution du taux de remplissage quel

que soit le type de l'addition.

L’incorporation du FC, LG et la PV améliore la capacité de passage des BAP pour un taux

de 45%, au-delà duquel on assiste à une légère diminution de la mobilité.

3.1.3. Stabilité des BAP

3.1.3.1. Stabilité au tamis

Les résultats présentés sur la figure 4.11 montrent que le Béton R se caractérise par la plus

grande stabilité. La faible valeur de laitance mesurée est due en fait au manque de pâte dans le

Béton R qui peut rester collée aux granulats, ce qui introduit alors un biais (sous-estimation)

de la mesure. Le volume de mortier est insuffisant pour s'écouler à travers le tamis, ce qui

peut d’ailleurs conduire à une qualité de parement assez mauvaise (Cussigh et al., 03). En

effet, on peut admettre une mesure biaisée car lors de la mise au repos des 10 litres de BAP au

moment de la réalisation de l'essai de stabilité au tamis, après 15 minutes d'attente, une

pellicule d'eau claire est apparue à la surface du béton signe révélateur de ressuage ; de plus,

un dépôt de granulats au fond du seau dû à une ségrégation statique du béton a été observé.

Figure 4.11. Influence du dosage en addition sur la stabilité au tamis

L’emploi des additions a permis d’absorber l’eau de ressuage en augmentant le volume de

pâte. Cependant, l’augmentation du dosage en addition a réduit la stabilité des BAP, sans être

5

10

15

20

25

0 15 30 45 60 75

Po

urc

en

tag

e d

e l

ait

an

ce

(%

)


BAP FC

BAP LG

BAP PV

Dom

ain

e d

es B

AP


126

critique. On note toutefois un dosage optimal d’addition de l’ordre de 45%, au-delà duquel la

stabilité accroît par augmentation de concentration volumique en solides dans la pâte, le

mortier devient trop visqueux pour s’écouler à travers le tamis.

3.1.3.2. Indice de ségrégation statique

L'essai qui a servi à la vérification de la ségrégation statique des BAP est tiré des travaux de

Bensebti et al. (Bensebti et al., 07). L'approche utilisée a été inspirée des études de Sidky et

al. et ceux d'Otsuki et al. (Sidky et al., 82 et Otsuki et al., 96). L’essai est décrit au chapitre II

(Cf. Chapitre II, §3.4.3.2). Les résultats obtenus sont présentés sur la figure 4.12.

Figure 4.12. Influence du dosage en addition sur l’indice de ségrégation statique

Les résultats obtenus à l’issu de l’essai de ségrégation statique, montrent une bonne

répartition granulaire entre les différentes parties de la colonne (supérieure, centrale et

inférieure). Les teneurs en gros granulats correspondant aux parties inférieure et supérieure de

la colonne, n’excèdent pas les 5%, signe d’une bonne distribution des granulats dans la masse

du béton sur toute la hauteur de la colonne. Au-delà de 45% d’ajout une légère diminution de

l’ISS est constaté ce qui traduit une légère amélioration de la stabilité. Bensebti et al.

(Bensebti et al., 07), constate que pour une différence de teneur en granulats n'excédant pas

les 5% dans la colonne (Ginf – Gsup < 5%), aucun signe de ségrégation n’est envisageable. Les

résultats trouvés au cours de cette étude, sont inférieurs à 5%.

Les trois principales caractéristiques normalisées : étalement au cône d’Abrams, capacité de

passage à la boîte en L et la stabilité au tamis qui permettent de garantir la qualité

autoplaçante d’un béton sont pratiquement satisfaites par les additions utilisées mais à des

dosages entre 45 et 60% par rapport à la masse du ciment.

3.1.4. Corrélations rhéologiques

3.1.4.1. Seuil d’écoulement des BAP

Les seuils ont été obtenus par deux méthodes différentes, basées sur des essais d'écoulement à

la boite LCPC à l'aide d'un abaque proposé par (Roussel, 07), reliant longueur d'étalement et

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 15 30 45 60 75

ISS

(%

)


BAP FC

BAP LG

BAP PV


127

seuil d'écoulement (Cf. Chapitre II, §3.4.1.3) et ceux de l'étalement au cône d'Abrams en

utilisant l'équation 4.1, proposée par Kurokawa et al. (Kurokawa et al., 94) et rapporté par Jin

(Jin, 02) :

(4.1)

Avec : ρBAP : la masse volumique du béton (kg/m3),

g : l’accélération de la pesanteur en (m/s2),

Vcône : le volume du cône d’Abrams en (m3),

Sf : l’étalement en (mm).

Les résultats obtenus et présentés sur la figure 4.13 illustrent l'évolution du seuil d'écoulement

des BAP en fonction du dosage d'incorporation de l'addition minérale. Quelle que soit la

méthode de détermination du seuil, les résultats montrent un effet fluidifiant pour toutes les

additions minérales, se traduisant par une diminution importante du seuil d'écoulement des

BAP. On relève là aussi un dosage optimal de l'ordre de 45%, au-delà duquel, le seuil

d'écoulement des BAP a tendance à augmenter légèrement.

a- seuil déduit de la boite LCPC

b- seuil déduit du cône d’Abrams

Figure 4.13. Effet du dosage en addition sur le seuil d’écoulement

Selon Wallevik (Wallevik, 03), le seuil nécessaire pour l'obtention d'un béton suffisamment

fluide ne présentant pas de risque de ségrégation, doit être inférieur à 200Pa. En effet, les

résultats obtenus se situent au-dessous de cette limite à l'exception du Béton R. Les deux

méthodes de détermination du seuil présentent en moyenne un écart de 145Pa. Cependant, la

figure 4.14 montre une bonne corrélation entre le seuil d'écoulement obtenu par l'essai

d'étalement et celui obtenu par la boite LCPC.

0

40

80

120

160

200

240

280

CEM II FC LG PV

Se

uil

d'é

co

ule

me

nt

(Pa

)

BAP avec 30 % d'ajout



0

40

80

120

160

200

240

280

CEM II FC LG PV

Se

uil

d'é

co

ule

me

nt

(Pa

)





128

Figure 4.14. Corrélation entre le seuil d’écoulement obtenu par l’essai d’étalement et celui obtenu

par la boite LCPC

Les tendances des seuils d'écoulement obtenus par l'essai de la boîte LCPC et celui du cône

d'Abrams, confirment celles trouvées par les différentes additions minérales étudiées lors de

l'essai d'étalement. En effet, la figure 4.15 souligne une relation entre l'étalement des BAP et

les seuils d'écoulement obtenus par les deux approches.

Figure 4.15. Relation entre l’étalement et le seuil déduit du cône d’Abrams et de la boite LCPC

Les seuils d'écoulement des BAP diminuent parallèlement à l'augmentation des étalements. La

corrélation entre l'étalement et le seuil obtenu par le cône d'Abrams est bonne. Cependant, la

relation qui relie l'étalement au seuil obtenu par la boîte LCPC montre une bonne corrélation

aussi, révélant la pertinence de cette méthode.

R² = 0,9532

130

150

170

190

210

230

250

270

0 20 40 60 80 100

Se

uil

dé

du

it d

e l'é

tale

me

nt

(Pa

)

Seuil déduit de la boite LCPC (Pa)

R² = 0,976

R² = 0,876

0

20

40

60

80

100

0

50

100

150

200

250

300

600 650 700 750 800 850

Se

uil

dé

du

it d

e la

bo

ite

LC

PC

(P

a)

Se

uil

dé

du

it d

u c

ôn

e d

'Ab

ram

s (

Pa

)

Etalement (mm)

Seuil déduit du test d'étalement

Seuil déduit de la boite LCPC


129

3.1.4.2. Viscosité plastique des BAP

Le comportement Binghamien à été adopté à l’échelle des bétons. Pour cela la viscosité

plastique, estimée par application de l’équation 4.2 proposée par Sedran (Sedran, 99) est

présentée sur la figure 4.16.

(4.2)

Avec : µ : la viscosité plastique en (Pa.s),

ρBAP : la masse volumique du béton (kg /m3),

Sf : l’étalement en (mm),

T500 : temps que met la galette à atteindre un diamètre de 500 mm (en seconde).

La figure 4.16 montre qu'avec l'augmentation du volume de la pâte, la viscosité diminue, ce

qui explique une plus grande fluidité et un temps T500 plus faible des BAP avec addition.

Cependant, au-delà de 45% d'addition, la viscosité augmente par effet de l'augmentation de la

concentration volumique en solides. Les résultats obtenus sont bien corroborés avec ceux du

temps T500, comme l'illustre la figure 4.17, mais aussi avec les résultats de la stabilité au

tamis. En effet, Umehara et al. (Umehara et al., 94) rapportent que la diminution de la

viscosité du béton s’accorde avec une diminution de la stabilité.

Figure 4.16. Effet du dosage en addition sur les

viscosités

Figure 4.17. Relation entre la viscosité plastique

et le temps T500

Wallevik (Wallevik, 03) qui a travaillé sur la rhéologie des BAP, préconise un domaine bien

déterminé dans lequel les paramètres rhéologiques combinés d'un BAP (seuil de cisaillement

et viscosité plastique) doivent figurer afin d'obtenir les propriétés rhéologiques d'un béton

autoplaçant. Les valeurs rhéologiques du domaine acceptable pour les BAP et ceux du

domaine de validité sont portées sur la figure 4.18. Les valeurs rhéologiques obtenues au

cours de cette étude ont été superposées sur le graphique proposé par Wallevik.

8

13

18

23

28

33

0 15 30 45 60 75

Vis

co

sit

é p

las

tiq

ue

(P

a.s

)


BAP FC

BAP LG

BAP PV R² = 0,862

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

10 15 20 25 30 35

T5

00 (

S)

Viscosité plastique (Pa.s)


130

Figure 4.18. Domaine de validité pour l’obtention d’un BAP (Wallevik, 03)

D'après l'auteur, la viscosité plastique n'est pas le seul paramètre à prendre en compte pour la

résistance à la ségrégation, mais une combinaison des paramètres rhéologiques entre viscosité

et seuil de cisaillement serait à l'origine d'un bon comportement des BAP. L'auteur montre

qu'une viscosité inférieure ou égale à 40Pa.s permet d'avoir un seuil d'écoulement suffisant

pour garantir une bonne résistance à la ségrégation. Cependant, pour une viscosité importante

supérieure à 70Pa.s, le seuil d'écoulement doit être proche de zéro pour permettre un bon

remplissage et des propriétés autoplaçantes satisfaisantes.

La majorité des points expérimentaux se situe à l'intérieur du domaine des valeurs acceptables

et correspondent pour la plupart à des BAP avec un dosage de 60% d’addition ; cependant, le

Béton R et tous les BAP à 45% d'ajout se situent à l'extérieur des domaines ciblés par

Wallevik. En effet, le Béton R avec son faible étalement (610mm), son seuil d'écoulement de

92Pa lui confère des propriétés autoplaçantes insuffisantes. Un dosage en addition de 45%,

procure aux BAP des propriétés rhéologiques assez faibles qui les positionnent aux frontières

du domaine acceptable, néanmoins, ces BAP sont satisfaisants au sens de la norme NF EN

206-9 (NF EN 206-9, 10).

Quelle que soit l’approche employée, l’incorporation du FC, du LG et de la PV réduit le seuil

d'écoulement et la viscosité pour un taux de 45%. Au-delà de ce dosage, une faible

augmentation du seuil et de la viscosité est constatée.

3.1.5. Optimisation des différentes compositions de BAP

Au cours de l'étude présente, une optimisation du dosage en addition minérale a été réalisée

sur les mélanges étudiés. En effet, lors de cette étude on a pu remarquer que l'augmentation du

dosage en fines, améliore les propriétés autoplaçantes des BAP pour un taux optimal de 45%

d'ajout. Au-delà duquel, on constate une diminution peu significative du caractère autoplaçant

sans pour autant atténuer les performances rhéologiques des BAP, qui restent dans le domaine

préconisé par les normes en vigueur (NF EN 206-9, 10), d’ailleurs le domaine de validité pour

0

40

80

120

160

0 30 60 90 120

Se

uil

d'é

co

ule

me

nt

(Pa

)

Viscosité plastique (Pa.s)

Domaine acceptable pour BAP

Domaine de validité d'un BAP

Nos points expérimentaux


131

l’obtention d’un BAP préconisé par Wallevik (Wallevik, 03) valide plutôt les BAP avec 60%

d’addition. Les résultats obtenus sur béton durci en termes de gain de résistance (ce point fera

l'objet du chapitre V) militent plutôt pour un dosage en addition de 60%. Tenant compte des

résultats obtenus aussi bien sur les BAP à l’état frais et à l’état durci un dosage en addition de

60% d'ajout se révèle un choix judicieux et à la fois intéressant dans la mesure où il satisfait

les critères d'ouvrabilité et garantit des propriétés mécaniques plus importantes par rapport

aux autres dosages. Le tableau 4.6 résume l'ensemble des résultats obtenus sur BAP

optimisés, dont les compositions sont présentées dans le tableau 4.2.

Tableau 4.6. Résultats des essais d’ouvrabilités des BAP optimisés

Essai Unité BAP FC BAP LG BAP PV

Etalement au cône mm 725 715 690

T500 sec 0,78 1,42 1,72

Boite LCPC cm 88,5 85,5 76

Boite en L % 83 85 86

Pourcentage laitance % 16,76 10,78 6,11

ISS % 9 6,1 5,4

Seuil d’écoulement Pa 25,5 30 40,7

Viscosité plastique Pa.s 31,5 58 63

3.2. Bétons à hautes performances

3.2.1. Fluidité des BAPHP

3.2.1.1. Etalement au cône d’Abrams

La figure 4.19 illustre l'influence de la nature des additions sur l'étalement des BAPHP.

Figure 4.19. Effet de la nature de l’addition sur l’étalement des BAPHP

550

600

650

700

750

CEM I FC LG PV FS

Eta

lem

en

t (m

m)

BAPHP avec additions minérales

BAPHP avec additions combinés à la FS


132

Tous les bétons ont des valeurs d'étalement qui s'inscrivent dans le domaine des bétons

autoplaçants. Le BAPHP à base de fumée de silice présente un étalement inférieur à celui du

Béton R, ceci est dû à la forte demande en eau de ce dernier. En effet, plusieurs auteurs

rapportent que la fumée de silice a une demande en eau plus importante que celle du ciment,

ce qui se traduit par une réduction des propriétés rhéologiques (Ferraris et al., 01 ; Cyr, 03 et

Yamine, 07). Le même phénomène a été observé pour les BAPHP à base d'additions

minérales combinées avec la fumée de silice, où on note une perte d’étalement.

3.2.1.2. Temps T500

Les résultats des temps d'étalement T500 obtenus sur les BAPHP et présentés sur la figure 4.20

montrent que les BAPHP ont des temps d'étalement plus longs que les BAP. En effet, leur

viscosité est nettement plus importante, ce qui est probablement dû à l'utilisation d’un

superplastifiant différent de celui utilisé pour les BAP et qui garantit une robustesse plus

importante. Les BAPHP additionnés de fumée de silice ont les T500 les plus lents. Il a été

rapporté que l'emploi de la fumée de silice augmente la viscosité en améliorant la compacité

des mélanges (Ferraris et al., 01 ; Cyr, 03 ; El Barrak, 05 et Park et al., 05), autrement dit,

l'augmentation du temps d'étalement. En effet le BAPHP à base de fumée silice enregistre le

T500 le plus lent.

Figure 4.20. Effet de la nature de l’addition sur le temps T500 des BAPHP

3.2.1.3. Ecoulement à la boite LCPC

Les résultats obtenus par l'essai à la boite LCPC présentés sur la figure 4.21, montrent l’effet

de la fumée de silice sur la diminution de la capacité d’écoulement des bétons ce qui

corrobore les résultats obtenus par l’essai d’étalement au cône d’Abrams. Une corrélation

entre les deux méthodes a déjà été évoquée au §3.1.1.3.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

CEM I FC LG PV FS

T5

00 (

Se

c)




133

Figure 4.21. Effet de la nature de l’addition sur la longueur d’étalement des BAPHP

Quelle que soit la méthode de caractérisation de la fluidité, celle-ci montre que l’addition de

la fumée de silice réduit la fluidité et augmente la viscosité et le temps d’étalement des

BAPHP.

3.2.2. Ouvrabilité en milieu confiné des BAPHP

3.2.2.1. Ecoulement à la boite en L

La capacité de passage à la boite en L des différents mélanges est présentée sur la figure 4.22.

À l'exception de quelques mélanges, la majorité des BAPHP a un taux de remplissage

supérieur ou égal à 0,8.

Figure 4.22. Effet de la nature de l’addition sur la capacité de remplissage des BAPHP

En effet, pour les mêmes raisons que le Béton R issu des BAP, le Béton R issu des BAPHP

contient un faible volume de pâte (317 litres/m3) favorable au blocage du béton au niveau des

0

20

40

60

80

100

CEM I FC LG PV FS

Lo

ng

ue

ur

d'é

tale

me

nt

(cm

)



0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

CEM I FC LG PV FS

H2/H

1




134

barres du dispositif, d'où un faible taux de remplissage de l'ordre de 57%. Le BAPHP FS a un

taux de remplissage encore plus faible, aggravé par une demande en eau supplémentaire de la

fumée de silice qui engendre une viscosité importante, rendant la mobilité du béton difficile

en milieu confiné ; de ce fait, le passage de ce dernier à travers la grille est interrompu après

un taux de remplissage de 50%. Cependant, dans certains cas, l'ajout de fumée de silice

améliore la capacité de remplissage des mélanges, on constate que les BAPHP à base de

laitier et de verre combinés à la fumée de silice présentent un meilleur remplissage de la boite,

dû à une augmentation de la résistance à la ségrégation et une réduction du ressuage

(Collepardi et al., 04). En effet, lors de l’écoulement d'un béton fluide à travers un obstacle,

les gravillons cisaillent le mortier et ont tendance à venir en contact les uns avec les autres ; si

le béton a une faible résistance au cisaillement (AFGC, 08). Néanmoins, dans le cas du

BAPHP à base de filler calcaire, l'ajout de fumée de silice réduit légèrement la capacité de

remplissage du béton.

L'ajout de FS réduit la capacité de remplissage lorsqu'elle est utilisée seule avec le ciment,

cependant, utilisée conjointement avec une addition de type LG ou PV, le mélange présente

un meilleur taux de remplissage.

3.2.3. Stabilité des BAPHP

3.2.3.1. Stabilité au tamis

Les résultats des essais sur la stabilité au tamis des BAPHP présentés sur la figure 4.23 se

situent à l'intérieur du domaine prescrit par la norme NF EN 206-9 (NF EN 206-9, 10).

Figure 4.23. Effet de la nature de l’addition sur la stabilité au tamis des BAPHP

Le Béton R et le BAPHP FS qui ont le volume de pâte le plus faible, se caractérisent par un

faible pourcentage de laitance inférieure ou égale à 5% traduisent un manque de pâte qui reste

collée aux granulats, ce constat a été aussi observé sur le Béton R au §3.1.3.1. Les mélanges à

base de laitier granulé et de poudre de verre se caractérisent par un pourcentage de laitance

0

2

4

6

8

10

12

14

16

CEM I FC LG PV FS

Po

urc

en

tag

e d

e l

ait

an

ce

(%

)




135

plus important, mais leur stabilité reste dans le domaine acceptable des BAP. Combinés avec

de la fumée de silice, ces mêmes mélanges présentent des pourcentages de laitance assez

faibles et par conséquent une meilleure stabilité. Cette amélioration de la stabilité n'est pas

due au faible volume de pâte mais vraisemblablement à la forte demande en eau de la fumée

de silice.

3.2.3.2. Indice de ségrégation statique

Les résultats obtenus à partir de l'essai de ségrégation statique sont portés sur la figure 4.24.

Tous les BAPHP ont des indices de ségrégation statique (ISS) inférieurs à 2,5% plus faibles

que la valeur préconisée par Bensebti (Bensebti, 08) qui est de 5%. La viscosité importante

engendrée par l'emploi de la fumée de silice contribue pleinement à la stabilité par

épaississement de la pâte. Celle-ci permet de maintenir en suspension les éléments

susceptibles à la ségrégation statique (granulats supérieurs à 5mm). De ce fait, le mortier est

suffisamment visqueux pour maintenir les gros granulats en suspension et par conséquent, la

résistance du béton à la ségrégation statique est améliorée et le ressuage est quasi nul.

Figure 4.24. Effet de la nature de l’addition sur l’indice de ségrégation statique des BAPHP

Les BAPHP montrent une très bonne stabilité, essentiellement due à l’utilisation des

additions et de la fumée de silice qui augmente la viscosité et réduit le ressuage.

3.2.4. Propriétés rhéologiques des BAPHP

3.2.4.1. Seuil d’écoulement

Le seuil d'écoulement des BAPHP a été déterminé selon les méthodes décrites au §3.1.4.1 et

présentées sur la figure 4.25.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

CEM I FC LG PV FS

Ind

ice

de

sé

gré

ga

tio

n s

tati

qu

e (

%)




136

a- seuil déduit de la boite LCPC

b- seuil déduit de l’essai d’étalement

Figure 4.25. Effet de la nature de l’addition sur le seuil d’écoulement des BAPHP

Les résultats des seuils obtenus corroborent ceux trouvés par l'essai d'étalement et celui de la

boîte LCPC. Cette relation a déjà été soulignée précédemment au §3.1.4.1. En effet, les seuils

les plus importants correspondent aux étalements et aux longueurs d'étalement les plus

faibles. L'incorporation de la fumée de silice entraîne l’accroissement des seuils

d’écoulement, ce qui a été observé par d'autres auteurs (Shi et al., 98 et Park et al., 05).

3.2.4.2. Viscosité plastique

Les résultats de la viscosité, obtenus par application de l'équation 4.2 et présentés sur la figure

4.26, montrent une certaine concordance avec les résultats du temps T500 et celui de la stabilité

au tamis.

Figure 4.26. Effet de la nature de l’addition sur la viscosité des BAPHP

0

40

80

120

160

200

240

280

CEM I FC LG PV FS

Se

uil

d'é

co

ule

me

nt

(Pa

)



0

40

80

120

160

200

240

280

CEM I FC LG PV FS

Se

uil

d'é

co

ule

me

nt

(Pa

)



0

20

40

60

80

100

CEM I FC LG PV FS

Vis

co

sit

é p

las

tiq

ue

(P

a.s

)




137

Le Béton R, par manque de pâte, enregistre la plus faible valeur de viscosité, ceci se traduit

sur le plan d'ouvrabilité par une stabilité critique liée à des risques de ségrégation. L'ajout de

fumée de silice a un effet d'épaississement de la pâte qui accroît les viscosités des mélanges.

En effet, l'utilisation de la fumée de silice confère au béton une viscosité plus importante (Shi

et al., 98 et Park et al., 05).

Les différentes méthodes utilisées pour approcher la valeur du seuil d'écoulement montrent

que l'ajout de la fumée de silice accroît le seuil d'écoulement des BAPHP. De plus, la fumée

de silice a un effet d'épaississement de la pâte qui augmente les viscosités des bétons.

4. SYNTHÈSE

L'effet de la nature et du dosage des additions minérales sur les propriétés d'écoulement des

bétons autoplaçants a été étudié. Vingt-et-une compositions de béton autoplaçant d'ouvrage

(BAP) et de béton autoplaçant à hautes performances (BAPHP) ont été étudiées sur la base

d'essais d'ouvrabilité servant à la caractérisation des performances rhéologiques des BAP.

Pour la même classe de résistance, les différents bétons se distinguent par rapport à la

composition du liant et du volume de pâte. L'enjeu principal au quel doit répondre l'étude

consacrée au présent chapitre est la faisabilité autoplaçante vis-à-vis de l'incorporation de

laitier granulé de hauts fourneaux et de poudre de verre jusqu’à des dosages de 60% (cas du

BAP d’ouvrage) par rapport à la masse du ciment, en qualité addition minérale au même titre

que le filler calcaire habituellement utilisé pour la confection des BAP. Les résultats obtenus

au cours de cette étude conduisent aux enseignements suivants :

Sur le volume de pâte :

Un volume de pâte supérieur à 330 litres/m3 s'avère une condition primordiale pour

l'obtention d'un béton autoplaçant. Cependant, si on admet un dosage modéré en

ciment tout en respectant les normes en vigueur, un tel volume passe obligatoirement

par l'emploi d'addition minérale. Un volume réduit en pâte, autrement dit une faible

quantité de fines ne parvient pas à retenir l'eau en excès et à maintenir suffisamment

en suspension les gros granulats jusqu'à la stabilisation complète du matériau global.

Sur la fluidité des mélanges :

L'augmentation du dosage en addition améliore l'étalement des BAP par rapport au

béton de référence par augmentation du volume de la pâte. En effet, la couche de pâte

qui enrobe les granulats réduit les contacts entre les particules et diminue les frictions

entre eux. De ce fait, plus l'épaisseur de cette couche est importante et plus

l'ouvrabilité est améliorée.

La nature de l'addition influence l'étalement des bétons, le LG, la PV ou bien la FS ont

une demande en eau et en superplastifiant plus importante qu'une addition inerte du

type FC.

L'ajout du FC, du LG ou de la PV réduit le T500 des mélanges pour un taux de 45%,

au-delà duquel l'effet inverse se produit. Tandis que l'ajout de la FS accroît

significativement le temps d'étalement par augmentation de la viscosité.


138

Sur la mobilité en milieu confiné :

L'incorporation des additions minérales améliorent de façon remarquable la capacité

de passage des bétons pour un taux de 45%, au-delà duquel on assiste à une légère

diminution de la mobilité. L'ajout de FS réduit la capacité de passage lorsqu'elle est

utilisée seule avec le ciment. Cependant, utilisée conjointement avec une addition type

LG ou PV, le mélange présente un meilleur taux de remplissage.

Sur la stabilité :

L'emploi d'additions minérales permet de fixer l'eau du ressuage par augmentation du

volume de pâte et par conséquent améliore la stabilité des BAP. L'utilisation de fumée

de silice seule ou combinée avec des additions montre une bonne stabilité. La stabilité

des bétons autoplaçants est étroitement liée à la viscosité ; en effet plus la viscosité est

importante et plus le béton développe une meilleure résistante à la ségrégation

statique. Les résultats obtenus par l'essai de stabilité ont été validés par l'essai de

ségrégation statique (ISS).

Sur les propriétés rhéologiques :

Quelle que soit la méthode utilisée pour approcher la valeur du seuil d'écoulement, les

résultats montrent que l'incorporation du FC, du LG et de la PV réduit le seuil

d'écoulement jusqu'à un taux de 45% d’addition, suivi d'une légère augmentation du

seuil. Tandis que l'ajout de la FS accroît le seuil d'écoulement.

Les BAP à base de FC, LG et PV voient leurs viscosités diminuer pour un taux de

45%, au-delà duquel on assiste à un léger accroissement de la viscosité due à

l'augmentation de la concentration volumique en solides. De plus, la FS a un effet

d'épaississement de la pâte qui amplifie les viscosités des bétons.

En conclusion, la faisabilité d'un béton autoplaçant à base de laitier granulé ou de poudre de

verre à bouteilles à des dosages importants allant de 45 à 60% est envisageable. Les résultats

obtenus montrent des performances rhéologiques prometteuses et ceci même pour un fort

dosage de 60% par rapport à la masse du ciment. Cependant, l’utilisation de la fumée de silice

doit être justifiée et nécessite un dosage en superplastifiant plus important afin de remédier à

la chute de fluidité occasionnée. Si l'emploi de ces additions s'avère intéressant sur le plan des

caractéristiques rhéologiques, qu’en est-il des performances mécaniques et des propriétés de

durabilité ?

À cet effet, le chapitre V est consacré à l’effet des additions minérales sur l’aspect durci des

bétons autoplaçants.

EFFET DES ADDITIONS

MINÉRALES SUR LES

RÉSISTANCES MÉCANIQUES ET

LA DURABILITÉ DES BÉTONS


PERFORMANCE

Chapitre V

140

CHAPITRE V

EFFET DES ADDITIONS MINÉRALES

SUR LES RÉSISTANCES MÉCANIQUES

ET LA DURABILITÉ DES BÉTONS


PERFORMANCE

L’objet du présent chapitre est de mettre en évidence les

caractéristiques mécaniques et les propriétés de durabilité des

bétons formulés. Ces propriétés sont aujourd’hui des critères

incontournables pour valider la valorisation d’un sous produit ou

déchets dans le domaine des matériaux de construction. C'est

dans cet esprit que plusieurs facteurs de durabilité sont testés.

Sommaire

1. CARACTÉRISATION MÉCANIQUE DES BÉTONS 142

1.1. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage ........................................................................ 142

1.1.1. Effet des additions sur la résistance en compression .................................... 142

1.1.2. Effet du dosage d’addition dans le temps ....................................................... 144

1.2. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage optimisé ........................................................ 145

1.3. Résultats obtenus sur BAP à hautes performances ................................................... 146

2. PROPRIÉTÉS DE TRANSFERT 147

2.1. Porosité accessible à l’eau .................................................................................... 147

2.1.1. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage ........................................................ 147

2.1.2. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage optimisé ............................................. 149

2.1.3. Résultats obtenus sur BAP à hautes performances .................................... 150

2.2. Absorption d’eau par capillarité ........................................................................... 151

141

2.2.1. Suivi du séchage ......................................................................................... 151

2.2.2. Coefficient d’absorption capillaire ............................................................. 152

2.3. Perméabilité à l’oxygène ...................................................................................... 154

2.4. Diffusion des ions chlorure ................................................................................... 156

2.5. Carbonatation accélérée ........................................................................................ 158

2.5.1. Profondeur dégradée................................................................................... 158

2.5.2. Suivi de masse ............................................................................................ 160

2.5.3. Evolution des phases de la matrice cimentaire par ATG ........................... 160

2.6. Lixiviation accélérée au nitrate d’ammonium ...................................................... 167

2.6.1. Profondeur dégradée................................................................................... 167

2.6.2. Suivi de masse ............................................................................................ 168

2.6.3. Evolution des phases de la matrice cimentaire par ATG ........................... 169

3. SYNTHÈSE 175

142

Chapitre V Effet des additions minérales sur les

résistances mécaniques et la durabilité des bétons

autoplaçants et à haute performance

Le présent chapitre est consacré dans un premier temps à l’étude des effets des additions

minérales notamment l'effet de la nature et du dosage de l'addition sur les propriétés

mécaniques des BAP et des BAPHP. La deuxième partie de ce chapitre traite de la

caractérisation de la durabilité des bétons formulés. Cependant, étant donné le protocole

expérimental assez lourd de certains essais et la nécessité d'un matériel complexe, un seul

dosage en addition a été retenu. De ce fait, l'étude est limitée seulement à la contribution

minéralogique des additions minérales. À cet effet, la caractérisation de la structure poreuse

des bétons a été étudiée sur la base d'essais couvrant les différents mécanismes de transfert (la

porosité accessible à l'eau, la perméation, la diffusion et l'absorption). L'ensemble de ces

propriétés sont caractérisables à partir de la structure poreuse du béton, par laquelle les

substances agressives sont véhiculées. De ce fait, optimiser le réseau poreux du béton c'est

accroitre la durée de vie du matériau. C'est dans ce sens que l'utilisation des additions

minérales prend toute son importance.

1. CARACTÉRISATION MÉCANIQUE DES BÉTONS

On se propose dans ce paragraphe d'étudier la résistance mécanique en compression des

différents mélanges, dans le but de mettre en évidence la contribution des additions minérales

à l’amélioration des propriétés mécaniques. À cet effet, une comparaison a été réalisée pour la

même classe de résistance entre les propriétés des bétons de référence et celles des bétons

avec additions de 60% du poids du ciment pour la classe des BAP d’ouvrages et 25% du poids

du ciment ainsi que 30kg/m3 de fumée de silice pour la classe des BAP à hautes

performances. Les résultats obtenus ont permis de tracer l’évolution de la cinétique de

durcissement des BAP en fonction de la nature et des dosages des additions.

1.1. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage

1.1.1. Effet des additions sur la résistance en compression

Afin d'étudier l’effet de la nature et du dosage des additions sur les performances mécaniques

des BAP d'ouvrage (classe de résistance de 35 à 40MPa), trois dosages différents de 30, 45 et

60% par rapport à la masse du ciment ont été utilisés pour les trois additions minérales et ceci

pour une plage étendue de maturation allant de 7 jours jusqu'à un an. Les résultats obtenus

pour les différentes échéances sont présentés sur la figure 5.1.

L'introduction des additions minérales entraine une amélioration des résistances mécaniques

par rapport au Béton de référence (sans aucune addition) pour tous les dosages et pour toutes

les échéances. Dès 7 jours (Figure 5.1-a), les meilleures résistances sont obtenues par le BAP

FC et le BAP PV. Cependant, à plus longues échéances, à 28 jours et au-delà (Figure 5.1-b, c

Chapitre V : Effet des additions minérales sur les résistances mécaniques et les propriétés de transfert

143

et d), le BAP LG montre de bien meilleures performances mécaniques suivies par le BAP PV.

Alors que l’accroissement des résistances du BAP FC commence à se stabiliser à partir de 28

jours.

a- 7 jours

b- 28 jours

c- 90 jours

d- 365 jours

Figure 5.1. Influence du dosage en addition sur la résistance en compression à différents âges

Les additions minérales améliorent les résistances mécaniques par effet de remplissage, par

effet de surface et par effet chimique ou pouzzolanique lorsqu'elles sont réactives. Le laitier et

le verre améliorent les résistances à plus longues échéances par effet chimique (hydraulique

ou pouzzolanique) (Behim, 05 et Schwarz, 08a). L'augmentation du dosage en addition

entraîne une amélioration des résistances mécaniques à tous les âges (Figure 5.1). Ce

phénomène est dû à l'effet du remplissage qui améliore la compacité et à l'effet de surface qui

entraîne une meilleure hydratation du ciment au jeune âge. Les résultats obtenus sont

conformes aux références bibliographiques citées dans ce paragraphe.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 30 45 60

Ré

sis

tan

ce

en

co

mp

res

sio

n (

MP

a)

Taux de l'addition (%)

CEM II FC LG PV

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 30 45 60 R

és

ista

nc

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n c

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pre

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(M

Pa

)


CEM II FC LG PV

0

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CEM II FC LG PV

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0 30 45 60

Rés

ista

nc

e e

n c

om

pre

ss

ion

(M

Pa

)


CEM II FC LG PV


144

Les gains de résistance des BAP avec addition de poudre de verre et de laitier granulé,

notamment à partir de 28 jours de durcissement, correspondent à l’accroissement des

résistances par effet hydraulique pour le laitier qui se caractérise par une hydratation lente et

par effet potentiellement pouzzolanique pour le verre. En effet, les analyses aux rayons X du

laitier granulé et de la poudre de verre (Cf. chapitre II, §1.2.2 et 1.2.3) ont montré des

matériaux essentiellement vitreux. Par ailleurs, les résistances en compression des BAP avec

addition sont supérieures à celle du Béton de référence. Les résistances à 28 jours ainsi

obtenues sont supérieures à la résistance projetée, en particulier pour les BAP LG et BAP PV.

1.1.2. Effet du dosage d’addition dans le temps

La cinétique de développement des résistances des différents BAP en fonction du dosage

d'ajout pour les trois additions testées, est présentée sur la figure 5.2.

a- Filler calcaire

b- Laitier granulé

c- Poudre de verre

Figure 5.2. Evolution de la cinétique de durcissement en fonction de la nature et du dosage des

additions

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 100 200 300 400

Rc (

MP

a)

Temps (jours)

0%

30%

45%

60%

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 100 200 300 400

Rc (

MP

a)

Temps (jours)

0%

30%

45%

60%

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 100 200 300 400

Rc

(M

Pa

)

Temps (jours)

0%

30%

45%

60%


145

L'incorporation d'addition minérale accélère la cinétique de durcissement pour tous les

mélanges notamment à court terme par effet de surface ou de nucléation hétérogène (Assié, 04

et Behim, 05), cependant, la cinétique tient compte de la nature de l'addition. En effet, si le

filler calcaire accélère l'hydratation des BAP au jeune âge, son effet a tendance à se stabiliser

à long terme (Zhu, 05 ; Voglis, et al., 05) ; de plus, l'augmentation du dosage en filler ne

semble pas avoir une influence significative sur le développement des résistances, voire

même, une diminution, pour un taux d'ajout supérieur à 45%. Le laitier utilisé est peu réactif,

ce qui explique sa cinétique de durcissement lente (Behim, 05) ; à 7 jours, les résistances

obtenues sont moins importantes que celles développées par les BAP FC et BAP PV. La

cinétique de durcissement des BAP PV au jeune âge est plus rapide que celle du laitier. En

effet, Shao et al. ainsi que Shi et al. (Shao et al., 00 et Shi et al., 05) montrent que l'emploi de

la poudre de verre accélère les résistances mécaniques, en raison de la présence d'alcalins en

quantités importantes. L’accroissement des résistances à plus longues échéances est notable

pour les additions se caractérisant par un potentiel hydraulique ou pouzzolanique,

respectivement comme le laitier granulé et la poudre de verre.

1.2. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage optimisé

Les résultats de la résistance en compression obtenue sur les BAP d'ouvrage optimisé

contenant 60% d’addition selon l’approche d’optimisation présentée au chapitre IV (Cf.

Chapitre IV,§3.1.5) sont présentés en figure 5.3. Pour un même dosage en addition, l'effet

favorable de toutes les additions est clairement établi. On notera en particulier l’action

bénéfique des additions réactives telles que le laitier granulé et la poudre de verre qui

garantissent une augmentation remarquable des résistances particulièrement à long terme.

L’influence du filler calcaire sur les résistances mécaniques est plutôt effective à court terme

par effet physique ou de surface et se stabilise à plus longue échéance.

Figure 5.3. Resistance en compression des BAP optimisés à différents âges

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

CEM II FC LG PV

Ré

sis

tan

ce

en

co

mp

res

sio

n (

MP

a)

7 Jours

28 Jours

90 Jours

365 Jours


146

1.3. Résultats obtenus sur BAP à hautes performances

Les résultats de la résistance en compression effectuée sur BAPHP à différentes échéances

sont présentés sur la figure 5.4.

a- 7 jours

b- 28 jours

c- 90 jours

d- 365 jours

Figure 5.4. Influence des additions sur la résistance en compression des BAPHP à différents âges

La tendance de l'évolution des résistances mécaniques est similaire à celle des BAP d'ouvrage.

Toutes les additions minérales assurent des résultats encourageants, du fait que les bétons qui

incorporent les additions présentent de bien meilleures résistances que celles développées par

le béton de référence. Au jeune âge, le BAPHP FC et le BAPHP PV présentent les meilleures

résistances ; cependant, à long terme, ce sont les additions potentiellement réactives qui

assurent le développement des résistances par effet hydraulique pour le laitier et

0

20

40

60

80

100

CEM I FC LG PV FS

Rés

ista

nc

e e

n c

om

pre

ss

ion

(M

Pa

)



0

20

40

60

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100

CEM I FC LG PV FS

Rés

ista

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20

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CEM I FC LG PV FS

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0

20

40

60

80

100

CEM I FC LG PV FS

Rés

ista

nc

e e

n c

om

pre

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ion

(M

Pa

)




147

pouzzolanique pour le verre et la fumée de silice. On notera aussi l'effet favorable de la

combinaison entre fumée de silice et laitier et entre fumée de silice et verre. À cet effet,

Shayan et Xu (Shayan, 04) rapportent que l'utilisation du verre conjointement à la fumée de

silice est plus intéressante que son emploi seul, en raison de la teneur importante en alcalin

qui joue le rôle de catalyseur des réactions pouzzolaniques.

Néanmoins, les BAPHP sans fumée de silice donnent des résultats équivalents (FC) ou

meilleurs (LG et PV) que ceux avec fumée de silice seule, ce qui entrevoit la possibilité de

formuler des BAPHP sans fumée de silice, étant donné le cout élevé de la fumée de silice par

rapport au coût des additions.

L'emploi des additions en ajout au BAP permet d'améliorer les résistances en compression à

court et long termes. L'accroissement des résistances à court terme est surtout notable pour

les BAPHP avec ajout de fumée de silice ce qui peut justifier son emploi pour les BHP

nécessitant de très hautes résistances à court terme. Cependant, l'augmentation des

résistances à plus longues échéances semble dépendre de la nature de l'addition. En effet les

BAPHP avec addition de laitier granulé qui se caractérise par un pouvoir hydraulique et de

poudre de verre dotée d'un potentiel pouzzolanique, garantissent les meilleurs gains de

résistance à long terme.

2. PROPRIÉTÉS DE TRANSFERT

Étant donné le nombre important d'échantillons à étudier et les différents paramètres à

exploiter, il nous a été difficile de réaliser l'ensemble des essais de durabilité sur la totalité de

nos mélanges à l’exception de l’essai de porosité ouverte. Il faut rappeler que la majorité des

essais destinés à la caractérisation des propriétés de transfert a été réalisée au sein du

laboratoire matériau et durabilité des constructions (LMDC) à l'INSA/UPS de Toulouse. Cette

compagne expérimentale a nécessité l'acheminement des différents corps d'épreuve d'Annaba

vers Toulouse. Afin de remédier à ces contraintes logistiques, nous avons jugé utile d’opter

pour une optimisation des mélanges. En effet, l'étude a porté sur six formulations visant deux

classes de résistances différentes, le paramètre mis en jeu est la nature de l'addition. Le dosage

a été préalablement fixé à 60% du poids du ciment pour la classe des BAP d’ouvrages et à

25% du poids du ciment ainsi qu’à 30 kg/m3 de fumée de silice pour la classe des BAP à

hautes performances. La comparaison est faite sur la base des performances obtenues par

l’ajout de laitier ou de poudre de verre et la fumée de silice (combinée aux autres additions)

par comparaison à l’ajout de filler calcaire.

2.1. Porosité accessible à l’eau

2.1.1. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage

Le suivi de la porosité ouverte des mélanges a été réalisé jusqu'à un an de maturation, les

résultats obtenus par application de la méthode proposée par l'AFPC-AFREM (AFPC-

AFREM, 97), (Cf. Chapitre II, §3.5.2.1) sont présentés sur la figure 5.5.


148

a- 7 jours

b- 28 jours

c- 90 jours

d- 365 jours

Figure 5.5. Evolution de la porosité ouverte des BAP en fonction du dosage en addition

Les résultats obtenus montrent l’effet favorable de toutes les additions sur la porosité. La

tendance à la diminution de la porosité est fonction du type et du dosage des additions. En

effet le dosage optimal en filler calcaire semble s’établir à 45%, au-delà duquel la porosité à

tendance à se stabiliser. Alors que la porosité des BAP avec addition de laitier granulé ou de

poudre de verre diminue avec l’augmentation du dosage. Ce qui peut être expliqué par les

natures différentes des additions. En effet, le filler calcaire est une addition inerte ne pouvant

avoir qu’un effet de remplissage et de germination hétérogène qui est notable uniquement à

court terme (Figure 5.5-a). Le laitier granulé par son caractère hydraulique latent s’inscrivant

dans le long terme. La poudre de verre par son potentiel pouzzolanique et la présence

d'alcalins en quantités importantes comme catalyseur de réaction pouzzolanique, contribuent à

la diminution de la porosité par la production en plus grande quantité de C-S-H (Schwarz,

08a), mais aussi plus dense (Richardson, 99).

La porosité ouverte peut être directement liée à la résistance mécanique en compression, en

effet, celle-ci est le reflet des caractéristiques intrinsèques du béton qui découlent de sa

9

12

15

18

0 15 30 45 60 75

Po

ros

ité

ou

ve

rte

(%

)


BAP FC BAP LG BAP PV

9

12

15

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0 15 30 45 60 75

Po

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ou

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(%

)



9

12

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0 15 30 45 60 75

Po

ros

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ou

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%)



9

12

15

18

0 15 30 45 60 75

Po

ros

ité

ou

ve

rte (

%)




149

composition. La figure 5.6 présente les valeurs de porosité accessible à l'eau en fonction des

valeurs de résistance en compression à 28 jours. Les porosités sont bien corrélées aux

résistances mécaniques, ce qui confirme la tendance évoquée par les auteurs (de Larrard, 00b ;

Assié, 04).

Figure 5.6. Relation entre la porosité ouverte et la résistance en compression mesurées à 28 jours

2.1.2. Résultats obtenus sur BAP d’ouvrage optimisé

Les porosités des BAP optimisés sont rapportées sur la figure 5.7 en fonction de la durée de

leur maturation. Celles-ci diminuent dans le temps par effet de densification de la

microstructure. La diminution de la porosité dans le temps est plus importante pour les BAP

avec additions de laitier granulé et de poudre de verre à cause de la réactivité de ces deux

additions dans le temps (respectivement par effets hydraulique latent et pouzzolanique). La

porosité la plus faible est obtenue pour les BAP avec addition de laitier corroborant ainsi les

résultats obtenus sur les résistances en compression.

Figure 5.7. Porosité ouverte des BAP optimisés à différents âges

R² = 0,948

12

13

14

15

16

17

27 30 33 36 39 42 45 48 51 54

Po

ros

ité

ou

ve

rte

(%

)

Résistance en compression (MPa)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

CEM II FC LG PV

Po

ros

ité

ou

ve

rte (

%)

7 Jours

28 Jours

90 Jours

365 Jours


150

2.1.3. Résultats obtenus sur BAP à hautes performances

Les résultats de la porosité accessible à l'eau obtenus sur la série des BAPHP sont présentés

sur la figure 5.8. La porosité des BAPHP est inférieure à celle des BAP d’ouvrage, ce qui est

principalement dû au faible rapport E/C. Cependant, la porosité diminue avec l’emploi des

additions seules ou combinées avec la fumée de silice par effet de remplissage, de surface et

chimique lorsque celles-ci sont réactives. En effet, le laitier granulé et la poudre de verre

garantissent les plus faibles porosités, employés seuls ou combinés avec la fumée de silice

confirmant ainsi les résultats obtenus sur les résistances en compression.

a- 7 jours

b- 28 jours

c- 90 jours

d- 365 jours

Figure 5.8. Influence des additions sur la porosité ouverte des BAPHP à différents âges

0

2

4

6

8

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14

16

CEM I FC LG PV FS

Po

ros

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ou

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(%

)



0

2

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14

16

CEM I FC LG PV FS

Po

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(%

)



0

2

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10

12

14

16

CEM I FC LG PV FS

Po

ros

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ou

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%)



0

2

4

6

8

10

12

14

16

CEM I FC LG PV FS

Po

ros

ité

ou

ve

rte (

%)




151

L’amélioration de la porosité du béton est d'autant plus importante que l'addition est

réactive. Le laitier et le verre réduisent la porosité parallèlement à l’augmentation de la

durée de cure par une densification de la matrice cimentaire due à l'activité hydraulique ou

pouzzolanique des aditions.

2.2. Absorption d’eau par capillarité

2.2.1.Suivi du séchage

Les pertes de masse des échantillons des deux séries présentées sur la figure 5.9 et testés à

l’absorption capillaire sont dues au séchage après une période de cure sous l’eau de 28 jours.

Les différents échantillons ont été conservés dans une étuve à 80°C ± 2°C jusqu’à la

stabilisation de leurs masses. Le suivi de la masse a été effectué à intervalle de temps régulier,

jusqu'à ce que la variation entre deux pesées espacées de 24 heures soit inférieure à 0,1%

conformément à la méthode décrite par l'AFREM (AFPC-AFREM, 97), (Cf. Chapitre II,

§3.5.2.2).

Figure 5.9. Perte de masse des échantillons de béton due à leur séchage : a- BAP et b- BAPHP

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10

Pe

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as

se

(%

)

Temps (jours)

BAP FC

BAP LG

BAP PV

a)

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10

Pe

rte d

e m

as

se

(%

)

Temps (jours)

BAPHP FC

BAPHP LG

BAPHP PV

b)


152

La conservation sous l'eau pendant une durée relativement longue favorise le remplissage

partiel des pores capillaires. Les résultats montrent que la perte de masse est différente d'une

addition à une autre. En effet, les BAP à base de filler calcaire présentent la plus grande perte

de masse par rapport aux BAP LG et PV, ceci traduit l'état poreux qui caractérise ces bétons.

Lorsque le béton est soumis au séchage, ce sont les pores capillaires qui commencent en

premier à se vider graduellement. La nature de l’addition peut avoir une influence sur la

porosité et le diamètre des pores par la formation de C-S-H résultant des réactions

pouzzolaniques. En effet les nouveaux hydrates, en sectionnant les pores, réduisent ainsi leurs

diamètres. Le BAPHP FC se caractérise par une perte de masse nettement inférieure à celle

mesurée sur les BAP FC en raison de l’action de la fumée de silice ajoutée au BAPHP. Les

pertes de masse des BAP et des BAPHP avec addition de laitier granulé et de poudre de verre

sont les plus faibles et ont des valeurs voisines.

2.2.2. Coefficient d’absorption capillaire

La figure 5.10 présente les résultats de la mesure des coefficients d’absorption capillaire en

fonction de la racine carrée du temps, des BAP et BAPHP, après une cure humide de 28 jours.

Figure 5.10. Absorption d’eau par capillaire : a- BAP et b- BAPHP

0

1

2

3

4

5

6

0 1 2 3 4 5

Ca

t (k

g/m

²)

Racine carré du temps (heure½)

BAP FC

BAP LG

BAP PV y = 1,053x

y = 0,2765x R² = 0,914

y = 0,1809x R² = 0,784

a)

0

1

2

3

4

5

6

0 1 2 3 4 5

Ca

t (k

g/m

²)

Racine carré du temps (heure ½)

BAPHP FC

BAPHP LG

BAPHP PV

y = 0,2817x R² = 0,966

y = 0,1928x R² = 0,927

y = 0,189x R² = 0,885

b)


153

Le coefficient d’absorption caractérise la capacité d’absorption d’un béton dans le temps. Plus

le réseau poreux est fin, plus la cinétique d’absorption et par conséquent le coefficient

d’absorption sont faibles.

Les résultats présentés sur la figure 5.10, obtenus par application de l’équation (2.12) décrite

au chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.5.2.2), montrent que le coefficient d’absorption (Cat) des

bétons aux différentes échéances augmente avec la racine carrée du temps. Toutefois, on

distingue deux allures de courbure différente. En effet, il apparaît, d’une part une évolution

linéaire du coefficient d’absorption en fonction de la racine carrée du temps jusqu’à 24 heures

(fin de l’essai), ce qui correspond au cas du BAP FC. D’après Bessa-Badreddine (Bessa-

Badreddine, 04), plus les pores sont plus gros, plus la pente de la droite est élevée. Cette

hypothèse confirme les différents résultats obtenus par le BAP FC sur l’ensemble des résultats

obtenus aux sections précédentes. D’autre part, certains mélanges présentent une variation du

coefficient d’absorption en fonction de la racine carrée du temps qui correspond à une

succession de segments linéaires caractérisés par une diminution de pentes, tels que les BAP

LG et PV et ceux de la série des BAPHP. Cette diminution est le résultat d’un ralentissement

du phénomène d’absorption. Toujours d’après le même auteur, la régression des pentes est

assimilée à deux causes probables : la première stipule que la remontée capillaire a atteint

toute la hauteur de l’éprouvette, or, nous avons pu remarquer lors de l’essai que la surface

supérieure des éprouvettes n’était pas humide au bout de 24 heures, signe que la durée de

l’essai n’était pas suffisante pour que la remontée capillaire traverse la hauteur de

l’éprouvette. La deuxième cause, qui est la plus plausible, est l’existence de plusieurs familles

de pores. En effet, dès que la remontée capillaire est accomplie dans les plus gros pores

capillaires au bout d’un certain temps, l’absorption se poursuit dans les pores de plus en plus

fins et de ce fait, la cinétique d’absorption de ces bétons est ralentie, ce qui explique la

diminution de la pente.

Néanmoins, dans tous les cas, les coefficients d'absorption aux différentes échéances suivent

une régression linéaire en fonction de la racine carrée du temps entre 1 heure et 8 heures. Ceci

nous mène à caractériser la sorptivité (S) de chaque mélange dans ce domaine d'évolution

linéaire par la relation (2.13), (Cf. Chapitre II, §3.5.2.2).

Les résultats de l'absorption capillaire à 24 heures et ceux de l'absorptivité sont reportés dans

le tableau 5.1.

Tableau 5.1. Caractéristiques relatives à l’absorption capillaire des bétons

BAP BAPHP

FC LG PV FC LG PV

Ca24 h, (kg/m2) 5,16 1,47 1,03 1,42 1 1,04

Coef de variation, (%) 1,8 3,9 2,6 4 3,3 3,1

S, (kg/m2/h

1/2) 1,06 0,28 0,16 0,30 0,22 0,20

Coef de variation, (%) 1,5 5,6 3,5 6 13 9,1

La sorptivité désigne la vitesse d'absorption par remontée capillaire. La sorptivité est

étroitement liée au développement de la microstructure de la phase liante du matériau

cimentaire et par conséquent, elle est influencée par la nature de l'addition. En effet, la vitesse


154

d'absorption des BAP à base de filler calcaire est nettement supérieure à celle des BAP à base

de laitier ou de poudre de verre, ceci pourrait traduire la difficulté à laquelle est confrontée

l'eau lors de sa remontée capillaire. L'absorption capillaire est essentiellement concernée par

les pores capillaires, de ce fait, la courte durée de l'essai (24 heures) ne permet pas un

remplissage des pores de gel qui ont un faible diamètre. L'activité pouzzolanique ou

hydraulique favorise le ralentissement de la vitesse d'absorption des BAP, en effet, la surface

des pores capillaires est tapissée par les C-S-H produits lors des réactions chimiques des

additions. L'utilisation du verre et du laitier réduit significativement la sorptivité par

amélioration de la structure poreuse (Matos et Sousa-Coutinho, 12). La série des BAPHP se

distingue par une cinétique d'absorption plus faible que celle des BAP et en particulier ceux à

base de laitier et de verre, ce qui peut être expliqué par l'emploi de la fumée de silice

conjointement avec le laitier et la poudre de verre, ce qui est validé par d’autres travaux

(Bessa-Badreddine, 04, et Matos & Sousa-Coutinho, 12).

Les BAP FC présente une sorptivité relativement importante par rapport à celles développées

par le BAP LG et le BAP PV. L’effet pouzzolanique de la poudre de verre ou hydraulique du

laitier granulé permet de produire une quantité supplémentaire de C-S-H qui segmente les

pores capillaires en réduisant leurs dimensions.

2.3. Perméabilité à l’oxygène

Les résultats de la perméabilité apparente (Kapp) obtenue par application de l’équation 2.14

(Cf. Chapitre II, §3.5.2.3) à partir de la moyenne calculée sur les valeurs de trois échantillons

pour chaque mélange, sont présentés sur la figure 5.11 en fonction de l’inverse de la pression

moyenne d’essai (Pm) à l’état sec et ceci pour les six types de béton. Les essais ont été réalisés

après une cure humide de 60 jours à une température de 20°C.

a- Effet de la nature de l’addition sur le coefficient de perméabilité des BAP

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Pe

rmé

ab

ilit

é à

l'o

xyg

èn

e (

10

-16 m

2)

Inverse de la pression moyenne d'essai (bar-1)

BAP FC

BAP LG

BAP PV


155

b- Effet de la nature de l’addition sur le coefficient de perméabilité des BAPHP

Figure 5.11. Comparaison des courbes de variation de la perméabilité à l’oxygène en fonction de

l’inverse de la pression moyenne d’essai

L’ensemble des résultats montre que la perméabilité reste dans le même ordre de grandeur

pour chaque classe de béton étudiée. Sur la base des dispersions obtenues, nous allons

néanmoins discuter des différences observées en fonction de la nature de l’addition.

Les bétons les moins perméables sont obtenus avec l'ajout de la poudre de verre et de laitier

granulé. Alors que les bétons avec addition de filler calcaire se caractérisent par une

perméabilité importante par rapport aux BAP PV et BAP LG. Ce constat est valable aussi

bien pour les BAP que pour les BAPHP. Le caractère inerte ou réactif d’une addition minérale

influence la perméabilité des bétons. Les meilleurs résultats sont obtenus avec des additions

réactives à caractère pouzzolanique ou hydraulique latent (respectivement, poudre de verre et

laitier granulé). L'utilisation de la fumée de silice, conjointement aux autres additions, confère

aux mélanges une meilleure perméabilité, ceci peut s'expliquer par l’amélioration de la

porosité capillaire engendré par l'hydratation des particules de fumée de silice (Nagataki, 86).

Shayan et Xu (Shayan, 04) rapportent que l'utilisation simultanée du verre et de la fumée de

silice conduit à des meilleures performances par rapport à leur emploi non combiné.

La perméabilité intrinsèque (ki) obtenue à l'état sec par une régression linéaire suivant

l'approche de Klinkenberg, ainsi que le coefficient de Klinkenberg β (Cf, Chapitre II,

§3.5.2.3) sont présentés dans le tableau 5.2. La même tendance que celle de la perméabilité

apparente est notée : des coefficients de perméabilité intrinsèque plus faibles pour les

mélanges à base de laitier et de verre par rapport à ceux mesurés sur BAP et BAPHP avec

addition de filler calcaire. Pour ces compositions, les valeurs du coefficient de Klinkenberg

sont plus importantes que ceux à base de filler calcaire. Le coefficient de Klinkenberg fournit

des informations sur la connectivité et la tortuosité du réseau poreux. Au vu des résultats, on

peut dire que pour les mélanges avec FC, ils présentent des réseaux poreux diffèrent sur les

plans de la tortuosité et de la connectivité en comparaison aux mélanges avec LG et PV. Cela

peut s’expliquer par des vides qui se sont comblés au cours de la formation de nouveaux

hydrates.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Pe

rmé

ab

ilit

é à

l'o

xyg

èn

e (

10

-16 m

2)

Inverse de la pression moyenne d'essai (bar-1)

BAPHP FC

BAPHP LG

BAPHP PV


156

Tableau 5.2. Caractéristiques relatives à la perméabilité à l’oxygène des bétons

BAP BAPHP

FC LG PV FC LG PV

Ki, (10-16

m2) 0,160 0,114 0,106 0,117 0,098 0,081

Coef de variation, (%) 5 9 12 3 10 11

β, (bar) 1,401 1,604 1,560 1,577 1,691 1,829

Coef de variation, (%) 2 3 4 5,5 7 6,4

Qmol/Qtotal, (%) 48 52 51 51 53 55

Coef de variation, (%) 3,5 1,5 1 2,3 2,5 3

Suivant l’approche de Klinkenberg et en fonction du coefficient β on pourra estimer la part

des écoulements moléculaires par rapport au débit total à l’état sec et pour une pression

d’entrée prise à titre d’exemple égale à 2 bars par la relation 5.1.

(5.1)

Avec : Qmol : représente la part du débit moléculaire,

Qtotal : représente la part du débit total,

Pm : pression moyenne d’essai, Pm = (P1 +Patm)/2 (Pa),

coefficient de Klinkenberg (bar).

Les résultats obtenus sont portés sur le tableau 5.2. Ce rapport peut être considéré comme un

indicateur estimatif de la répartition porométrique. En effet, le pourcentage de débit

moléculaire dans les mélanges à base de laitier et de verre est légèrement plus grand que ceux

du filler calcaire. Verdier (Verdier, 01) rapporte que le pourcentage de débit moléculaire

augmente lorsque la taille des pores diminue, ce qui corrobore les résultats obtenus.

Le laitier et le verre permettent de réduire la perméabilité à l’oxygène du béton par rapport

au filler calcaire. Cette réduction est liée à l’amélioration du réseau poreux du béton par le

raffinement et la segmentation de la porosité capillaire survenue lors de la formation de

nouveaux hydrates, en favorisant une microstructure plus tortueuse (Saillio, 12).

2.4. Diffusion des ions chlorure

Le coefficient de diffusion apparent des différents mélanges est évalué à partir d'un essai de

migration en régime transitoire sous une différence de potentiel entre les deux faces de

l'échantillon après une cure humide de 28 jours à une température de 20°C. L'essai est réalisé

selon le mode opératoire NT BUILD 492 décrit au chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.5.2.4). Les

résultats expérimentaux du coefficient de migration obtenus pour les différents bétons testés

par application de l'équation 2.16 (Cf. Chapitre II, §3.5.2.4), sont représentés sur la figure

5.12.


157

Figure 5.12. Coefficient de migration non-stationnaire des BAP d’ouvrage et des BAP à hautes

performances

Les résultats obtenus montrent que le coefficient de migration dépend de la nature de

l’addition. En effet, le BAP FC est le seul béton qui présente un coefficient de diffusion

important par rapport aux autres additions. Tange Jepsen et al. (Tange Jepsen et al., 01) ont

apporté des indications sur les niveaux de résistance à la pénétration des ions chlorures

mesurés à 28 jours. Les limites présentées par les auteurs sont rapportées sur la figure 5.12.

Cette classification montre que le BAP FC qui se caractérise par un coefficient de diffusion

supérieur à 16.10-12

m2/s n’est pas adapté à un environnement marin (Tange Jepsen et al., 01).

Les bétons à base de laitier granulé et de poudre de verre développent de bien meilleures

résistances à la pénétration des ions. D'après les classes de résistances définies par les mêmes

auteurs, les BAP LG et BAPHP FC présentent une bonne résistance à la pénétration des

chlorures, correspondant à des coefficients légèrement supérieurs à 2.10-12

m2/s ce qui les

rapproche de la première classe de résistance. Ceci rejoint les résultats trouvés par Saillio

(Saillio, 12) qui rapporte que les bétons au laitier sont plus résistants à la pénétration des ions

chlorure à long terme, en raison de leur structure poreuse plus tortueuse et à des pores plus

petits. Les BAP PV et les BAPHP LG et PV ont des coefficients de diffusion inférieurs à

2.10-12

m2/s ce qui permet de les placer dans la première classe de résistance qui se caractérise

par une résistance accrue à la pénétration des chlorures.

La diffusion dans un béton est fonction du volume poral et des dimensions des capillaires. Or

ces paramètres dépendent de la nature de l’addition qui le compose (Perlot, 05 ; Rozière, 07).

Perlot (Perlot, 05) rapporte que le coefficient de diffusion n'est pas conditionné par la porosité

globale, mais plutôt par la répartition de la taille des pores. Par conséquent la diffusivité est

dépendante du développement de la microstructure qui est à son tour dépendante de l'activité

de l'addition. Les réactions hydrauliques latentes et pouzzolaniques respectivement du laitier

granulé et de la poudre de verre contribuent à l'amélioration de la structure poreuse. En effet,

les BAP LG et BAP PV ont des profondeurs de pénétration des chlorures beaucoup moins

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

FC LG PV

Dn

ss

m (

10

-12 m

²/s

)

BAP d'ouvrage

BAP à haute performance

D < 2.10-12 m²/s

D < 8.10-12 m²/s

D > 16.10-12 m²/s


158

importantes que celle mesurée sur le BAP FC. Ces résultats confirment ceux trouvés dans la

littérature (Shayan, 06 ; Schwarz et al., 08b et Wang et al., 09).

Les BAPHP se caractérisent par une très bonne résistance aux chlorures et leurs coefficients

de diffusion sont légèrement plus faibles avec des profondeurs de pénétration réduite. Ces

performances sont essentiellement dues à l’incorporation de la fumée de silice, dont l’effet

positif a été montré par plusieurs auteurs (TangeJepsen et al., 01 et Baroghel-Bouny et al.,

04). L’emploi de la fumée de silice est plus avantageux en mélange avec le filler calcaire

qu’avec les autres additions dans le sens où le laitier granulé et la poudre de verre garantissent

aux BAP des coefficients de diffusion performants sans qu’ils soient combinés à la fumée de

silice.

L'emploi du laitier granulé et de la poudre de verre réduit considérablement la pénétration

des ions chlorures dans le béton. L'utilisation du filler calcaire confère au béton une faible

résistance à la pénétration des chlorures qui rend son utilisation inadaptée à un

environnement marin (TangeJepsen et al., 01).

2.5. Carbonatation accélérée

2.5.1. Profondeur dégradée

Les essais de carbonatation accélérée ont été réalisés suivant le mode opératoire de l'AFPC

AFREM (AFPC-AFREM, 97) décrit au chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.5.2.5). Les mesures

des profondeurs dégradées sont réalisées périodiquement par pulvérisation de la

phénolphtaléine à des échéances de 7, 14, 21, 28, 65 et 365 jours, après une cure humide de

60 jours à une température de 20°C. Sur l'ensemble des mélanges ayant subi cette

dégradation, seuls deux bétons ont montré des signes de carbonatation. Les résultats de la

première série de BAP sont présentés sur la figure 5.13-a.

a- Carbonatation accélérée des BAP d’ouvrage

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

2 3 4 5 6 7 8 9

Pro

fon

de

ur

dé

gra

dé

e (

mm

)

Racine carré du temps (jour½)



159

b- Carbonatation accélérée des BAP à hautes performances

Figure 5.13. Evolution du front de carbonatation en fonction de la racine carrée du temps

L’incorporation des additions au cours de notre étude a été réalisée par ajout, autrement dit, à

dosage en ciment constant. De plus, la cure humide de 60 jours favorise le déroulement des

réactions pouzzolaniques qui consomment une partie de la portlandite. En effet, au bout d'une

semaine d'exposition, les premiers signes de carbonatation commencent à apparaitre sur les

BAP à base de filler calcaire et de poudre de verre (Figure 5.13-a), ce sont les seuls mélanges

qui se sont carbonatés. Toutefois, Le BAP PV présente des profondeurs carbonatées qui ont

tendance à être inférieures à celle du BAP FC. La carbonatation est pratiquement totale au

bout d'une année d'exposition. De plus, la cinétique de carbonatation (qui correspond à la

pente des droites) du BAP PV est plus importante que celle du BAP FC (2.1 et 1.2 mm/jour1/2

respectivement). La majorité des études (Thomas, 92 ; Osborne, 99 ; Khan, 02 ; Shi et al., 09

et Behim et al., 11), réalisées sur la carbonatation des bétons à base d’additions minérales

vont dans le même sens et concluent que la résistance à la carbonatation est d’autant plus

faible que le taux de substitution du ciment Portland par des additions est plus élevé.

Le BAP LG et les BAPHP n’ont présentés aucune dégradation significative, les profondeurs

carbonatées mesurées au cours du suivi de l’essai sont de l'ordre de l'erreur de la mesure et ne

peuvent conclure à un début de carbonatation (Figure 5.13-b). Ces bétons ont développé une

excellente résistance à la carbonatation et n’ont montré aucun signe de dégradation malgré

une exposition d'une année pour une teneur en dioxyde de carbone de l'ordre de 50%, taux

très élevé et qui ne reflète pas forcément les conditions réelles d'après certains auteurs

(Castellote et al., 09). L'utilisation de la fumée de silice combinée aux autres additions et en

particulier avec le filler calcaire et le verre, conduit à densifier la structure de la pâte de

ciment par effet pouzzolanique, ce qui ralentit la diffusion du CO2 (Bier, 86).

L’emploi du laitier en addition procure au béton une résistance élevée à la carbonatation et

cela même pour une exposition d’une année au CO2 à une concentration de 50%,

contrairement au filler calcaire et au verre, qui provoquent une carbonatation qui augmente

avec la durée de l’exposition.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

2 3 4 5 6 7 8 9

Pro

fon

de

ur

dé

gra

dé

e (

mm

)


BAPHP FC BAPHP LG BAPHP PV


160

2.5.2. Suivi de masse

Parallèlement aux mesures des profondeurs carbonatées, un suivi de masse a été réalisé sur

l'ensemble des échantillons, les résultats obtenus sont présentés sur la figure 5.14.

L’augmentation des masses entre l’introduction des échantillons dans l'enceinte et les

premiers jours de dégradation, est due à une mise en équilibre hygrométrique des échantillons.

Alors que l'augmentation de la masse des BAP à base de filler calcaire et de poudre de verre

au-delà de 7 jours est due à la carbonatation. Nous n’avons décelé aucun signe de

carbonatation sur le BAP LG et la série des BAPHP, en effet, leurs masses se stabilisent

uniquement après leur mise en équilibre hygrométrique.

Figure 5.14. Variation de la masse due à la carbonatation : a- BAP et b- BAPHP

2.5.3. Evolution des phases de la matrice cimentaire par ATG

Une analyse thermogravimétrique (ATG) a été réalisée sur six pâtes issues des six bétons qui

ont subi une carbonatation accélérée. Chaque pâte respecte la même composition que celle de

la matrice cimentaire qui compose le béton à l’exception du rapport E/C qui est nettement

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 3 6 9 12 15 18 21

Δm

(%

)



a)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 3 6 9 12 15 18 21

Δm

(%

)



b)


161

inférieur à celui du béton. Cela provient du fait que l’on a ajouté la quantité d’eau efficace

afin d’entretenir une hydratation complète (Tableau 5.3). Les analyses thermiques ont été

réalisées sur des poudres de pâtes saines (après 28 jours de cure dans l’eau) et dégradées

(après 210 jours de conservation en enceinte de carbonatation accélérée dans les mêmes

conditions que celles des bétons). Les ATG ont été réalisées suivants la procédure décrite au

chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.1). Les résultats des analyses thermiques réalisées sur pâte

saine et carbonatée sont présentés sur le même graphe. Les courbes en pointillés

correspondent aux analyses thermogravimétriques (TG) et les courbes en traits unis à la

dérivée de la perte pondérale dans le temps en fonction de la température (DTG).

Tableau 5.3. Composition des pâtes

Ciment Addition Eau Adjuvant E/C E/L

Unité g -

Pâte FC 350 200 148,5 7

0,42 0,27 Pâte LG 350 200 148,5 7

Pâte PV 350 200 148,5 7

Pâte FC+FS 450 100 / 30 139 9

0,31 0,24 Pâte LG+FS 450 100 / 30 139 9

Pâte PV+FS 450 100 / 30 139 9

Il est à noter que la différence entre le pic des C-S-H de la pâte saine et celui de la pâte

carbonatée relevée sur tous les thermogrammes est due au degré de développement de

l’hydratation dans le temps des pâtes carbonatées.

La figure 5.15 présente les thermogrammes obtenus sur pâte saine et carbonatée à base de

filler calcaire, issues du BAP FC.

Figure 5.15. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de FC

55

60

65

70

75

80

85

90

95

100

-1,8

-1,6

-1,4

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C) P

ert

e d

e m

as

se

TG

(%

)

DT

G (

%/m

in)

FC saine DTG

FC carbonatée DTG

FC saine TG

FC carbonatée TG


162

L’analyse thermique sur pâte à base de filler calcaire saine et carbonatée donne des pertes de

masse totales respectivement de 29,27 et 40,13%, constituées de trois diminutions de masse

pour la pâte saine et de deux diminutions pour la pâte carbonatée. L’absence du pic de

portlandite sur la courbe correspondant à la pâte dégradée traduit sa consommation totale lors

de la carbonatation, ce qui peut expliquer l’épaisseur carbonatée du BAP FC révélée par la

phénolphtaléine.

Les résultats de l’analyse thermique obtenus sur pâte saine et carbonatée à base de laitier

granulé, issue du BAP LG, sont présentés sur la figure 5.16. L’analyse par ATG effectuée sur

pâte à base de laitier granulé saine et carbonatée, présente des pertes totales au feu

respectivement de 20,09 et 21,77 %, formées de trois principales diminutions de masse. La

présence de portlandite dans la pâte exposée au CO2 appuie le résultat obtenu sur le BAP LG

qui ne s’est pas carbonaté.

Figure 5.16. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de LG

Les analyses thermiques sur pâte saine et carbonatée à base de poudre de verre, issue du BAP

PV sont présentées sur la figure 5.17. L’analyse thermique effectuée sur ces pâtes révèlent des

pertes totales au feu de 15,02 et 28,6 % respectivement pour la pâte saine et celle carbonatée.

L’absence de pic de portlandite dans la pâte carbonatée est due à sa consommation lors de la

phase de carbonatation, ce qui peut justifier l’épaisseur carbonatée du BAP PV révélée par la

phénolphtaléine.

55

60

65

70

75

80

85

90

95

100

-1,8

-1,6

-1,4

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

Pe

rte

de

ma

ss

e T

G

(%)

DT

G (

%/m

in)

LG saine DTG

LG carbonatée DTG

LG saine TG

LG carbonatée TG


163

Figure 5.17. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de PV

Les résultats obtenus lors des analyses ATG sur pâte saine et carbonatée à base d’un liant

ternaire contenant du filler calcaire combiné à la fumée de silice, issue du BAPHP FC, sont

présentés sur la figure 5.18. L’analyse thermique sur ces pâtes présente des pertes de masse

totales de 21,73 et 25,54 % respectivement pour la pâte saine et carbonatée, constituées de

trois principales pertes. Aucun signe de carbonatation n’a été visible sur le BAPHP FC ce qui

est justifié par la présence de la portlandite dans la pâte exposée au CO2.

Figure 5.18. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de FC et de FS

55

60

65

70

75

80

85

90

95

100

-1,8

-1,6

-1,4

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

Pe

rte

de

ma

ss

e T

G (

%)

DT

G (

%/m

in)

PV saine DTG

PV carbonatée DTG

PV saine TG

PV carbonatée TG

70

75

80

85

90

95

100

-1,4

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

Pe

rte

de

ma

ss

e T

G (

%)

DT

G (

%/m

in)

FC+FS saine DTG

FC+FS carbonatée DTG

FC+FS saine TG

FC+FS carbonatée TG


164

Les analyses thermiques réalisées sur pâte saine et carbonatée à base d’un liant ternaire

contenant du laitier granulé combiné à la fumée de silice, issue du BAPHP LG, sont

présentées sur la figure 5.19. Les résultats des analyses ATG révèlent des pertes totales de

18,16 et 21,04 % respectivement sur la pâte saine et carbonatée, composées de trois

principales diminutions de masse. La présence de portlandite dans la pâte carbonatée explique

le bon comportement du BAPHP LG à la carbonatation, validé par l’absence de signe de

carbonatation.

Figure 5.19. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de LG et de FS

La figure 5.20 présente les résultats des analyses thermiques obtenus sur pâte saine et

carbonatée à base d’un liant ternaire contenant une poudre de verre combinée à la fumée de

silice, issue du BAPHP PV. L’analyse thermique sur ces pâtes présente des pertes de masse

totales de 16,33 et 19,36 %, respectivement pour la pâte saine et carbonatée, formées de trois

principales diminutions de masse. Le BAPHP PV n’a montré aucun signe de carbonatation

visible, d’où la présence de portlandite dans la pâte carbonatée.

70

75

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0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

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de

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%)

DT

G (

%/m

in)

LG+FS saine DTG

LG+FS carbonatée DTG

LG+FS saine TG

LG+FS carbonatée TG


165

Figure 5.20. Thermogrammes de la pâte saine et carbonatée à base de PV et de FS

Les résultats obtenus par les analyses thermiques corroborent ceux trouvés par la méthode

colorimétrique à la phénolphtaléine. En effet, la disparition du pic de portlandite dans

certaines pâtes telles que celles à base le FC et de PV, correspond aux BAP qui ont été

carbonatés, le BAP FC et le BAP PV. Le BAP LG et les BAPHP LG et PV combinés à la FS

n’ont présenté aucun signe de carbonatation.

Les résultats numériques des différentes pertes de masse sur l’ensemble des pâtes sont

regroupés dans le tableau 5.4.

70

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90

95

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-1,4

-1,2

-1

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-0,6

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-0,2

0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

Pe

rte

de

ma

ss

e T

G (

%)

DT

G (

%/m

in)

PV+FS saine DTG

PV+FS carbonatée DTG

PV+FS saine TG

PV+FS carbonatée TG


166

Tableau 5.4. Récapitulatif des résultats des analyses thermogravimétriques sur des pâtes saines et carbonatées

Produits

Pertes de masse en %

C+FC C+LG C+PV C+FC+FS C+LG+FS C+PV+FS

C-S-H et

aluminates

hydratés

Pâte saine 13,88 18,46 13,10 15,27 15,56 13,53

Pâte carbonatée 16,51 18,55 22,31 15,95 17,81 16,20

Portlandite Pâte saine 1,26 0,70 0,77 1,33 1,30 0,87

Pâte carbonatée 0 0,92 0 0,99 0,94 0,32

Décarbonatation

de la calcite

Pâte saine 14,13 0,93 1,15 5,13 1,30 1,93

Pâte carbonatée 23,62 2,30 6,29 8,60 2,29 2,84

Pertes de masse

totales

Pâte saine 29,27 20,09 15,02 21,73 18,16 16,33

Pâte carbonatée 40,13 21,77 28,6 25,54 21,04 19,36

C – ciment

FC – Filler calcaire

LG – Laitier granulé

PV – Poudre de verre


167

2.6. Lixiviation accélérée au nitrate d’ammonium

2.6.1. Profondeur dégradée

La décalcification à l'eau déminéralisée est un processus de dégradation très lent qui nécessite

une durée d'exposition importante. Afin d'étudier la contribution des additions minérales à la

résistance à la lixiviation des bétons, le choix d'une solution de nitrate d'ammonium est

justifié par une cinétique de dégradation rapide (Heukamp, 03 et Kamali et al., 08). Le

protocole expérimental adopté est décrit au chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.5.2.6). Le suivi de

la lixiviation a été réalisée aux échéances de 7, 14, 21, 28, 65 et 365 jours d'immersion dans

une solution de nitrate d’ammonium après une cure humide de 60 jours à une température de

20°C. La figure 5.21 présente la variation de l'épaisseur dégradée des BAP et des BAPHP en

fonction de la racine carrée du temps.

Figure 5.21. Lessivage au nitrate d’ammonium : a- BAP et b- BAPHP

Les BAP à base d'additions réactives, telles que la poudre de verre et le laitier granulé,

développent une meilleure résistance à la lixiviation par rapport à une addition inerte de filler

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gra

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)

Racine carré du temps (Jour½)


a)

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2 3 4 5 6 7 8 9

Pro

fon

de

ur

dé

gra

dé

e (

mm

)

Racine carré du temps (Jour½)


b)


168

calcaire. Ce qui se traduit par une profondeur dégradée plus importante pour les BAP FC que

celle mesurée sur les BAP LG et BAP PV. De plus, la cinétique de dégradation des BAP FC

est plus rapide que celles des autres bétons. En effet, l'épaisseur dégradée progresse de 2,65

mm/jours1/2

pour le BAP FC contre 1,91 et 1,51 mm/jours1/2

respectivement pour le BAP LG

et le BAP PV. La même tendance est relevée pour la série des BAPHP, une avancée du front

de lixiviation pour le BAPHP FC de 1,42 mm/jours1/2

contre 1,29 et 1,35 mm/jours1/2

respectivement pour le BAPHP LG et BAPHP PV.

Kamali (Kamali, 03) rapporte que la présence d'additions à caractère hydraulique ou

pouzzolanique diminue la cinétique de lixiviation indépendamment du rapport E/L. Plusieurs

auteurs (Bessa-Badreddine, 04 et Idir, 09) affirment que les additions réactives, tels que le

laitier granulé, la poudre de verre ou la fumée de silice, parmi leurs effets les plus notables

sont de réduire la proportion de portlandite en raison des réactions pouzzolaniques, pour

former des C-S-H réduisant ainsi le passage d'agents agressifs. De plus, ces C-S-H ont des

rapports C/S généralement plus faibles que les C-S-H provenant de l'hydratation directe du

clinker (Duchesne, 95), donc plus riche en silice (de Larrard, 02).

La diminution de la cinétique de lixiviation des BAPHP est principalement due à l'utilisation

d’un liant ternaire (ciment + additions + fumée de silice) qui permet de réduire la teneur

initiale en calcium de la matrice cimentaire dû à une meilleure densification de la

microstructure (Matte, 99). Anderson et al. (Anderson et al., 02) ont montré que l'utilisation

de la fumée de silice augmente nettement la résistance chimique des matériaux cimentaires

vis-à-vis d'un milieu agressif, telle qu'une solution en nitrate d'ammonium.

L'utilisation du laitier et du verre réduit la cinétique de lixiviation par rapport au filler

calcaire. Cette amélioration est due à la diminution de la taille des pores et des capillaires

réduisant ainsi le passage d'agents agressifs.

2.6.2. Suivi de masse

Le suivi de la perte de masse a été réalisé parallèlement aux mesures des profondeurs

dégradées sur les mêmes échéances. Sur la figure 5.22 sont présentées les pertes de masse en

fonction des temps d’exposition des différents mélanges conservés dans une solution de

nitrate d’ammonium.

La lixiviation d'un matériau cimentaire entraine la dissolution de la portlandite et la

décalcification de certains hydrates notamment les C-S-H. Ces mécanismes de mise en

solution des hydrates créent une porosité supplémentaire et une perte de masse. Les BAP et

BAPHP à base de poudre de verre enregistrent les plus faibles pertes de masse. La relative

bonne tenue de ces bétons en milieu agressif pourrait être expliquée par le caractère réactif de

la poudre de verre qui fixe la portlandite par réaction pouzzolanique, catalysée par la présence

d’alcalin dans le verre. La formation de nouveaux hydrates de C-S-H, améliorant la porosité,

empêcherait ainsi le passage de la solution agressive. Les BAP et BAPHP à base de FC et LG

ont des comportements similaires mais pour des raisons différentes. Le filler calcaire étant

chimiquement inerte ne pourrait pas contribuer à la formation de nouveaux hydrates au même

titre que le laitier granulé, qui se caractérise par un faible pouvoir hydraulique et une cinétique

d’hydratation très lente.


169

Figure 5.22. Variation de la masse due à la lixiviation au nitrate d’ammonium : a- BAP et b- BAPHP

2.6.3. Evolution des phases de la matrice cimentaire par ATG

Dans le but de comprendre et d’expliquer les mécanismes de dégradation accélérée des pâtes

exposées à une solution de nitrate d’ammonium, une analyse thermogravimétrique (ATG) a

été réalisée sur des échantillons issus des formulations de béton (Tableau 5.3, §2.5.3). Les

essais ont été réalisés suivant la procédure décrite au chapitre II (Cf. Chapitre II, §3.1) sur des

poudre de pâtes durcies saines après 28 jours de cure à l’eau et dégradées après 210 jours de

conservation dans une solution de nitrate d’ammonium à une concentration de 480 g/l, soit

environ 6 mol/l.

Les analyses thermiques réalisées sur des pâtes saines et lixiviées sont présentées sur le même

graphe. Les courbes en pointillés correspondent aux analyses thermogravimétriques (TG) et

les courbes en traits unis à la dérivée de la perte pondérale dans le temps en fonction de la

température (DTG). Pour la même raison que celle évoquée lors de la carbonatation, la

différence entre le pic des C-S-H de la pâte saine et celui de la pâte lixiviée, est plus

importante pour ce mode de dégradation. La conservation des échantillons de pâtes au sein de

0

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BAP LG

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as

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(%

)


BAPHP FC

BAPHP LG

BAPHP PV

b)


170

la solution agressive favorise l'hydratation de ces derniers. Ce qui va générer des différences

de perte de masse importante pour les pâtes lixiviées dues à la décomposition des C-S-H.

Les résultats de l’ATG obtenus sur pâtes saine et lixiviée à base de filler calcaire, issue du

BAP FC, sont présentés sur la figure 5.23. Les résultats obtenus sur ces pâtes montrent des

pertes de masses totales de 29,27 et 39,81 % respectivement pour la pâte saine et la pâte

lixiviée. L’absence du pic de portlandite dans la pâte lixiviée explique sa dissolution complète

lors du processus de lixiviation de la pâte.

Figure 5.23. Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de FC

Les résultats obtenus de l'analyse par ATG sur pâte saine et lixiviée à base de laitier granulé,

issue du BAP LG, sont présentés sur la figure 5.24. Les pertes de masse totales obtenues sur

les pâtes testées révèlent des pertes de 20,09 et 26,96 % respectivement pour la pâte saine et

lixiviée. L’absence de pic de portlandite est remarquée pour la pâte lixiviée, ce qui pourrait

expliquer une dissolution complète de celle-ci au cours de la dégradation au nitrate.

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Température (°C)

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%)

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%/m

in)

FC saine DTG

FC lixiviée DTG

FC saine TG

FC lixiviée TG


171

Figure 5.24. Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de LG

Les courbes des ATG obtenus sur pâte saine et lixiviée à base de poudre de verre, issue du

BAP PV, sont présentées sur la figure 5.25. Les pertes de masse totales obtenues par l’analyse

ATG donnent des valeurs de 15,02 et 29,83 %, respectivement pour la pâte saine et lixiviée.

L’absence de pic de portlandite pour la pâte lixiviée est due à sa dissolution complète dans la

solution de nitrate d’ammonium.

Figure 5.25. Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de PV

Les résultats obtenus sur pâte saine et lixiviée à base de filler calcaire combiné à la fumée de

silice, issue du BAPHP FC, sont présentés sur la figure 5.26. Les pertes de masse totales

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Température (°C)

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LG lixiviée DTG

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LG lixiviée TG

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75

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-2,4

-2

-1,6

-1,2

-0,8

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0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Température (°C)

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(%

)

DT

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%/m

in)

PV saine DTG

PV lixiviée DTG

PV saine TG

PV lixiviée TG


172

obtenues sur ces pâtes, saine et lixiviée présentent des valeurs de 21,73 et 31,11 %

respectivement. L’intégralité de la portlandite dans la pâte lixiviée a été dissoute lors de la

lixiviation ce qui explique l’absence de pic correspondant.

Figure 5.26. Thermogrammes de la pâte seine et lixiviée à base de FC et de FS

Les analyses thermiques effectuées sur pâte saine et lixiviée à base de laitier granulé combiné

à la fumée de silice, issue du BAPHP LG, sont présentées sur la figure 5.27. Les pertes de

masse totales obtenues lors de l’essai sont estimées à 18,16 et 33,82 % respectivement pour la

pâte saine et lixiviée. La totalité de la portlandite de la pâte lixiviée a été dissoute, ce qui

explique l’absence de pic.

Figure 5.27. Thermogrammes de la pâte saine et lixivié à base de LG et de FS

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Température (°C)

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FC+FC saine DTG

FC+FS lixiviée DTG

FC+FS saine TG

FC+FS lixiviée TG

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-2,4

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Température (°C) P

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%/m

in)

LG+FC saine DTG

LG+FS lixiviée DTG

LG+FS saine TG

LG+FS lixiviée TG


173

La figure 5.28 présente les résultats obtenus sur pâte saine et lixiviée à base de liant ternaire

contenant une poudre de verre combinée à la fumée de silice, issue du BAPHP PV. L’analyse

thermique sur ces pâtes présente des pertes de masse totales de 16,33 et 32,91%

respectivement pour le pâte saine et lixiviée. L’absence de pic de portlandite traduit sa

dissolution totale en présence du nitrate d’ammonium.

Figure 5.28. Thermogrammes de la pâte saine et lixiviée à base de PV et de FS

Les résultats numériques des différentes pertes de masse sur l’ensemble des pâtes sont

regroupés dans le tableau 5.5.

65

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85

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-2,4

-2

-1,6

-1,2

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Température (°C)

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%)

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%/m

in)

PV+FC saine DTG

PV+FS lixiviée DTG

PV+FS saine TG

PV+FS lixiviée TG


174

Tableau 5.5. Récapitulatif des résultats des analyses thermogravimétriques sur des pâtes saines et lixiviées

Produits

Pertes de masse en %

C+FC C+LG C+PV C+FC+FS C+LG+FS C+PV+FS

C-S-H et

aluminates

hydratés

Pâte saine 13,88 18,46 13,10 15,27 15,56 13,53

Pâte lixiviée 24,21 26,47 29,01 20,66 32,93 31,79

Portlandite Pâte saine 1,26 0,70 0,77 1,33 1,30 0,87

Pâte lixiviée 0 0 0 0 0 0

Décarbonatation

de la calcite

Pâte saine 14,13 0,93 1,15 5,13 1,30 1,93

Pâte lixiviée 15,60 0,49 0,82 10,45 0,89 1,12

Pertes de masse

totales

Pâte saine 29,27 20,09 15,02 21,73 18,16 16,33

Pâte lixiviée 39,81 26,96 29,83 31,11 33,82 32,91

C- ciment

FC – Filler calcaire

LG – Laitier granulé

PV – Poudre de verre


175

Les résultats obtenus lors des analyses thermiques vont dans le même sens que ceux trouvés

par la méthode colorimétrique à la phénophtaléine. En effet, l’absence de pic de portlandite

dans toutes les pâtes lixiviées au nitrate d’ammonium explique les profondeurs dégradées

relevées sur les bétons.

3. SYNTHÈSE

Le présent chapitre était consacré à l'étude de l’effet des additions sur les résistances

mécaniques et la durabilité des BAP et BAPHP formulés.

L'étude a été réalisée en deux temps, en premier lieu, on s’est intéressé aux résistances

mécaniques et à la porosité accessible à l’eau. Le suivi de ces deux propriétés a été réalisé sur

une période allant de quelques jours à un an. Vingt-et-une compositions de BAP et BAPHP

ont servi à la caractérisation de l'effet de la nature et du dosage des additions sur la résistance

en compression et la porosité ouverte. En second lieu, l'étude est menée sur les processus de

transfert qui régissent la durabilité d'un béton en milieu agressif, notamment, la perméation, la

diffusion et l'absorption. À la lumière des résultats obtenus au cours de cette étude, plusieurs

enseignements peuvent être fait.

Sur les résistances mécaniques à la compression :

L'incorporation d'addition améliore les résistances mécaniques par rapport à un béton

de référence uniquement confectionné avec du ciment, cependant, cette amélioration

reste dépendante de la nature et du dosage de l'addition. Si le filler calcaire améliore

les résistances mécaniques à court terme, ces dernières ayant tendance à se stabiliser

au-delà de 28 jours. Le laitier et le verre permettent d'obtenir de bien meilleures

résistances à plus longues échéances, principalement par des effets hydraulique et

pouzzolanique, significatif au-delà de 28 jours. La cinétique de durcissement est

fortement influencée par la nature de l'addition, le laitier a une cinétique très lente,

alors que le verre et sa forte teneur en alcalins active le mécanisme pouzzolanique.

Sur la porosité ouverte :

Les additions minérales contribuent au remplissage de la porosité en plus de ce que

l'hydratation du ciment seul peut apporter, par la formation d'hydrates lors de la prise

et du durcissement. L’amélioration de la porosité du béton est d'autant plus importante

que l'addition est réactive. Le laitier et le verre réduisent la porosité parallèlement à

l’augmentation de la durée de cure par une densification de la matrice cimentaire due à

l'activité pouzzolanique ou hydraulique des additions.

Sur l’absorption capillaire :

L'absorptivité est étroitement liée au développement de la microstructure de la phase

liante du matériau cimentaire. Par conséquent, elle est influencée par la nature de

l'addition. Les bétons à base de filler calcaire présente une sorptivité relativement

importante par rapport aux bétons à base de laitier et de verre. Le phénomène

d’absorption capillaire est régi par les pores capillaires (diamètre, répartition et

quantité). Or l’incorporation du LG et de la PV permet de réduire à la fois le volume et


176

les dimensions des capillaires par la formation de nouveaux C-S-H résultant de

l’activité hydraulique et pouzzolanique des additions.

Sur la perméabilité à l’oxygène :

La nature minéralogique de l’addition influence la perméabilité au gaz des bétons.

Plus l’addition présente une activité pouzzolanique ou hydraulique, et plus le

coefficient de perméabilité au gaz est faible. Cette réduction est liée à l’amélioration

du réseau poreux du béton par le raffinement et la segmentation de la porosité

capillaire survenue lors de la formation de nouveaux hydrates, en favorisant une

microstructure plus tortueuse.

Sur la diffusion des ions chlorure :

L'emploi du laitier et de la poudre de verre comme addition, réduit considérablement

la pénétration des ions chlorure dans le béton, par un meilleur raffinement des pores

dû à la formation de nouveaux C-S-H. L'utilisation du filler calcaire confère au béton

une faible résistance à la pénétration des chlorures, qui rend son utilisation inadaptée à

un environnement marin.

Sur la carbonatation accélérée :

L’emploi du laitier procure au béton une résistance élevée à la carbonatation et cela

même pour une exposition d’une année au CO2, contrairement au filler calcaire et au

verre qui se carbonatent proportionnellement à la racine carré du temps d’exposition.

En effet, la disparition du pic de portlandite dans certaines pâtes, telles que le FC et la

PV révélée par les analyses thermiques, correspond aux BAP qui ont été carbonatés (le

BAP FC et PV). La FS combinée aux additions améliore nettement leur tenue à

l’action du dioxyde de carbone.

Les bétons avec addition de poudre de verre ont montré des propriétés performantes

vis-à-vis de la durabilité, excepté par rapport à la carbonatation. Le BAP PV s’est

totalement carbonatés au bout d’une année de conservation dans la cellule de

carbonatation, au même titre que le BAP FC, mais vraisemblablement pour des raisons

différentes. Il est envisageable que l’oxyde de soude (Na2O) contenu dans le verre

s’est transformé en carbonate ou bicarbonate de soude par fixation du dioxyde de

carbone, ce qui pourrait expliquer le comportement des BAP PV par rapport à la

carbonatation.

Sur la lixiviation au nitrate d’ammonium :

La lixiviation des hydrates du ciment est fortement dépendante de la nature du liant et

en particulier de celle de l'addition minérale qui le compose. L'utilisation d'additions

réactives telles que le laitier et la poudre de verre réduit la cinétique de lixiviation par

rapport au filler calcaire. Cet effet est dû à la diminution de la teneur de portlandite en

raison des réactions chimiques qui aboutissent à la formation de C-S-H, entrainant une

réduction de la taille des pores et des capillaires, réduisant ainsi le passage d'agents

agressifs. En effet, l’absence de pic de portlandite dans toutes les pâtes lixiviées au


177

nitrate d’ammonium révélée par les analyses thermiques, explique en partie les

profondeurs dégradées relevées sur les bétons.

En conclusion, la faisabilité d'un béton autoplaçant à base de laitier granulé ou de poudre de

verre en substitution du traditionnel filler calcaire est envisageable et cela même pour un

dosage de l'ordre de 60% par rapport au poids du ciment. La durabilité d'un tel béton a été

prouvée par les différents indicateurs qui couvrent l'ensemble des propriétés de transfert, dont

les résultats ont été présentés au cours de cette étude. Les résultats obtenus permettent dans un

premier temps d'envisager l'utilisation de poudre de verre comme addition dans les bétons, un

marché prometteur et en particulier en Algérie où la demande ne cesse de croitre. Cependant,

des études supplémentaires restent à réaliser, notamment, sur la réaction alcali-silice en

relation avec la forte teneur en alcalins contenus dans le verre.

CONCLUSION

GÉNÉRALE

179

CONCLUSION GÉNÉRALE

La substitution du filler calcaire traditionnellement utilisé dans les bétons autoplaçants par le

laitier granulé et la poudre de verre doit non seulement satisfaire les critères d’ouvrabilité du

béton frais (étalement, taux de remplissage et stabilité) et de résistance mécanique du béton

durci, mais également présenter des propriétés de durabilité au moins équivalentes voire

meilleures que celles obtenues par l’emploi du filler calcaire.

Afin de répondre à ces préoccupations, un programme expérimental a été mis en place pour

comprendre et apporter des éléments de réponse aux questions posées qui ont constitué les

objectifs du présent travail. Plusieurs enseignements ont été tirés :

1. Sur les caractéristiques des additions minérales :

L'analyse par diffraction des rayons X du laitier granulé a donné un diffractogramme

typique d’un matériau vitreux, de composition chimique moyenne présentant

toutefois un faible taux d’alumine. Ces caractéristiques ne constituent nullement un

inconvénient à son emploi comme addition au BAP. L’emploi du laitier granulé dans

les matrices cimentaires a fait l’objet de beaucoup de travaux concluants et appliqués

à l’échelle industrielle.

Contrairement au laitier granulé, le verre est nouvellement introduit dans les matrices

cimentaires, peu de travaux lui ont été consacrés. Le verre à bouteille est caractérisé

par une structure vitreuse, de composition chimique correspondant à celle utilisée

pour la fabrication des bouteilles, contenant des quantités importantes d’alcalins

pouvant entraîner des effets préjudiciables sur le béton. Cependant les résultats

obtenus montrent plutôt un effet favorable conformément aux résultats de certains

auteurs qui conviennent que le verre entraîne un comportement bénéfique associé à la

réaction pouzzolanique s’il est utilisé sous forme de poudre.

2. Sur l’écoulement des pâtes

Le volume de pâte recommandé pour la formulation d’un BAP doit être de 330 à 400 l/m3 de

béton correspondant à un dosage en poudre (ciment + addition) de l’ordre de 500 kg/m3 en

moyenne. Une étude apparaissait donc importante afin de caractériser l’effet de l’addition, en

fonction de sa nature et de son dosage, sur l’écoulement de la pâte en tant que phase

prépondérante du BAP. Trois dosages d’addition 30, 45 et 60% en addition au ciment ont été

fixés.

Conclusion générale

180

L’étude préliminaire réalisée sur pâtes pures a permis de tirer les enseignements suivants :

Les demandes en eau et en superplastifiant des additions dépendent de leur finesse et

de leur nature et dosage. Ainsi le filler calcaire est caractérisé par des demandes en

eau et en superplastifiant modérées par rapport au laitier granulé et la poudre de verre.

L’incorporation du filler calcaire et du laitier granulé à un dosage de 30% par rapport

à la masse du ciment permet d’améliorer l’étalement des pâtes. Tandis que pour la

poudre de verre, il semblerait que le dosage permettant d’améliorer l’étalement de la

pâte soit inférieur à 30%.

L'augmentation du dosage en addition entraine une augmentation de la concentration

volumique en solides, ce qui induit un accroissement des propriétés rhéologiques

telles que le seuil de cisaillement statique et la viscosité apparente, se traduisant par

l’amplification du comportement rhéoépaississant des suspensions cimentaires quelle

que soit la nature de l'addition. La poudre de verre atténue le comportement

rhéoépaississant pour des dosages de 45 et 60% en relation avec le rapport E/C.

3. Sur l’optimisation des dosages en addition dans le BAP

L’augmentation du dosage en addition à l’échelle de la pâte, entre 30 et 60% de la masse de

ciment, n’ayant pas montré une altération remarquable de l’écoulement, il a été décidé de

maintenir les trois dosages et de les tester à l’échelle du béton dans le but de déterminer le

dosage adéquat permettant de concilier les exigences en termes de caractère autoplaçant, de

résistance mécanique et de durabilité du béton formulé.

Vingt-et-une compositions de béton autoplaçant d'ouvrage (BAP) et de béton autoplaçant à

hautes performances (BAPHP) ont été testées à l’état frais.

Les résultats obtenus au cours de cette étude conduisent aux enseignements suivants :

L’incorporation d’une addition dans le béton améliore les paramètres d’ouvrabilité et

de rhéologie des BAP par rapport au béton de référence par augmentation du volume

de pâte.

La faisabilité d'un béton autoplaçant à base de laitier granulé ou de poudre de verre à

bouteilles en substitution au filler calcaire, à des dosages allant de 45 à 60% est

envisageable.

Les résultats obtenus sur les paramètres d’ouvrabilité et de rhéologie ne permettent pas

de dégager de façon franche le dosage optimal des additions. En effet les paramètres

d’ouvrabilité que sont le diamètre d’étalement, le temps T500, et la stabilité au tamis

militent pour un dosage optimal en addition qui se rapprocherait plus de 45% que de

60%. Cependant la combinaison des paramètres rhéologiques (seuil de cisaillement et

viscosité plastique) transcrit sur le graphique de Wallevik (Cf. Chapitre IV, §3.1.4.2)

montre clairement que le dosage optimal se situe plutôt à 60%, car les BAP avec un


181

dosage de 45% d’addition se trouvent en dehors du domaine préconisé. Pour définir le

dosage en addition adéquat il était intéressant de faire appel à un autre paramètre utile à

notre démarche, il s’agit de la résistance mécanique en compression. Quelques essais

préliminaires sur les résistances mécaniques en compression ont permis d’apporter un

argument supplémentaire validant plutôt un dosage de 60% en addition.

4. Sur les propriétés mécaniques et sur la durabilité

le filler calcaire améliore les résistances mécaniques à court terme, ces dernières ayant

tendance à se stabiliser au-delà de 28 jours. Le laitier et le verre permettent d'obtenir de

bien meilleures résistances à plus longues échéances, principalement par effet

hydraulique et pouzzolanique, significatifs au-delà de 28 jours. La cinétique de

durcissement est fortement influencée par la nature de l'addition : le laitier a une

cinétique très lente, alors que le verre, par sa forte teneur en alcalins, active le

mécanisme pouzzolanique.

Les additions minérales contribuent au remplissage de la porosité en plus de ce que

l'hydratation du ciment seul peut apporter, par la formation d'hydrates lors de la prise et

du durcissement. L’amélioration de la porosité du béton est d'autant plus importante

que l'addition est réactive. Le laitier et le verre réduisent la porosité parallèlement à

l’augmentation de la durée de cure par une densification de la matrice cimentaire due à

l'activité pouzzolanique ou hydraulique des additions.

La durabilité des BAP avec addition de laitier granulé et de poudre de verre est bien

meilleure que celle du BAP avec addition de filler calcaire. Les résultats obtenus sur la

carbonatation montrent une bonne résistance du BAPLG même après une année

d’exposition au CO2, ce qui peut être expliqué par le fait que le laitier granulé est

incorporé au béton par ajout et non pas par substitution du ciment. Les BAPFC et

BAPPV se carbonatent proportionnellement à la racine carrée de la durée d’exposition.

La carbonatation du BAPPV qui a montré une bonne tenue vis-à-vis d’autres milieux

ne pourrait s’expliquer apparemment que par la présence d’alcalins qui se sont

transformés en carbonates ou bicarbonates de sodium sous l’action du CO2.

L'emploi des additions en ajout au BAP permet d'améliorer les résistances en

compression à court et long termes. L'accroissement des résistances à court terme est

surtout notable pour les BAPHP (FC, LG et PV) avec ajout de fumée de silice ce qui

peut justifier son emploi pour les BHP nécessitant de très hautes résistances à court

terme. Cependant, l'augmentation des résistances à plus longues échéances semble

dépendre des additions. En effet les BAPHP LG, PV et FC, garantissent des résistances

supérieures à celle du BAPHP avec addition de fumée de silice seule, ce qui permet

d’envisager la formulation d’un béton vibré ou autoplaçant de haute performance sans

addition de fumée de silice en optimisant quelques paramètres tels que les dosages en

ciment, en eau, en adjuvant et le rapport eau / liant.


182

Perspectives

Le filler calcaire et le laitier granulé sont des produits normalisés et fréquemment utilisés dans

les ciments et les bétons. Le verre à bouteille est un matériau nouvellement introduit dans les

matériaux à matrice cimentaire. Peu de travaux sont conduits sur ce matériau malgré les

multiples avantages qu’il présente notamment économique, écologique et technique.

Sur le plan économique, dans certains pays, comme le Canada par exemple qui dispose de

circuit de tri et de récupération, ce qui n’est pas le cas de l’Algérie, le recyclage du verre à

bouteille coloré n’est pas viable, car son entreposage coûterait moins cher. Sur le plan

écologique, la mise en décharge des bouteilles en verre peut constituer une forte pollution.

Alors que sur le plan technique le verre à bouteilles composé principalement de silice est

potentiellement pouzzolanique, mais contient des quantités importantes d’alcalins pouvant

entraîner des effets préjudiciables sur le béton en relation avec les réactions alcali-silice ou

alcali-granulat mais ces mêmes alcalins peuvent jouer le rôle de catalyseur de la réaction

pouzzolanique.

Les travaux qui ont été réalisés ont permis d’apporter quelques éléments de réponses aux

préoccupations posées, mais ils ont soulevé aussi quelques points intéressants à explorer à

l’avenir.

Analyse des paramètres limitatifs

Influence de la composition chimique du verre (oxydes colorants),

Possibilité de combinaison entre plusieurs couleurs de verre.

Durabilité des bétons : effets des alcalins

Alcali-Réaction,

Carbonatation,

Effet catalyseur des alcalins.

RÉFÉRENCES

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ANNEXES

Annexes

199

Annexe – A : Fiches techniques

Annexes

200

Annexes

201

Annexes

202

Annexes

203

Annexes

204

Annexes

205

Annexes

206

Annexes

207

Annexes

208

Annexe – B : Abaque – Tension et durée de l’essai en

fonction de l’intensité initiale I30V pour la méthode

NT BUILD 492

Intensité initiale

I30V (avec 30 V)

(mA)

Tension à appliquer

U (après ajustement)

(V)

Nouvelle intensité

possible I0

(mA)

Durée de l’essai

(heure)

I0 < 5 60 I0 < 10 96

5 ≤ I0 < 10 60 10 ≤ I0 < 20 48

10 ≤ I0 < 15 60 20 ≤ I0 < 30 24

15 ≤ I0 < 20 50 25 ≤ I0 < 35 24

20 ≤ I0 < 30 40 25 ≤ I0 < 40 24

30 ≤ I0 < 40 35 35 ≤ I0 < 50 24

40 ≤ I0 < 60 30 40 ≤ I0 < 60 24

60 ≤ I0 < 90 25 50 ≤ I0 < 75 24

90 ≤ I0 < 120 20 60 ≤ I0 < 80 24

120 ≤ I0 < 180 15 60 ≤ I0 < 80 24

180 ≤ I0 < 360 10 60 ≤ I0 < 120 24

I0 ≥ 360 10 I0 ≥ 120 6

Annexes

209

Annexe – C : Logiciel d’aide à la formulation des bétons

CBAO - BCN

L’optimisation du squelette granulaire de nos différents bétons a été réalisé à l’aide du logiciel

BCN produit par CBAO (Conception de Béton Assistée par Ordinateur). C’est un logiciel de

formulation des bétons qui intègre la norme NF EN 206-1 et qui s’appuit sur la méthode de

formulation de Dreux-Gorisse avec la possibilité d’ajuster automatiquement les formules à

partir des courbes cibles. Il permet aussi la formulation des bétons autoplaçants avec la prise

en charge des éléments fins inférieurs à 63 µm. L’approche de formulation du logiciel BCN

est la suivante :

On caractérise l’ensemble des constituants qui seront utilisés pour la confection de nos

bétons. Cette caractérisation couvre : les caractéristiques des granulats (densité

absolue, absorption d’eau et les courbes granulométriques), du ciment (densité

absolue, classe de résistance et les courbes granulométriques), des additions minérales

(densités absolues, l’indice d’activité à 28 et 90 jours et les courbes granulométriques)

et enfin du (super)plastifiant (extrait sec, le dosage à saturation et les teneurs en cl- et

Na+, ce dernier point sert à la détermination du bilan en alcalins et de la quantité totale

de chlorures de la formule).

On stocke les résultats dans une base de données.

Ensuite, on peut générer autant de formules que l’on souhaite, en s’approchant des

performances visées.

Les données à introduire dans le logiciel sont les suivantes :

Le type du béton à formuler.

La classe d’exposition conformément à la norme NF EN 206-1.

La classe de consistance du béton (dont notre cas, c’est la classe d’étalement des

BAP).

La classe des chlorures.

La classe de densité.

La classe de résistance projetée du béton.

Affectation des constituants pour la formulation du béton.

Exemple de capture d’écrans du logiciel avec le tracé de la courbe de référence du béton,

théorique (rouge) et expérimentale (noir).

Annexes

210

با - رات م ي اب عما -...

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