THESE DE DOCTORAT

Présentée pour l’obtention du grade de

DOCTEUR DE L’UNIVERSITE DE CERGY-PONTOISE

Spécialité : Génie Civil

Ecole doctorale de Sciences et Ingénierie

Comportement à hautes températures des

bétons additionnés de fibres

Nonna YERMAK

Soutenue publiquement le 07 décembre 2015

Devant le jury composé de :

Rapporteur

M. Farid BENBOUDJEMA Professeur à l’École normale supérieure de

Cachan Rapporteur

M. Sébastien REMOND Professeur à l’École nationale supérieure des

mines de Douai Examinateur M. François CUSSIGH Expert béton chez VINCI Construction France

Examinateur

M. Christian LA BORDERIE Professeur à l’Université de Pau et des Pays de

l’Adour Examinateur M. Alain SIMON Responsable de Pôle à la Direction des Moyens

d'Ingénierie chez EIFFAGE Infrastructures

Co-encadrant Mme. Anne-Lise BEAUCOUR Maître de conférences à l’Université de Cergy-Pontoise

Co-encadrant M. Prosper PLIYA Maître de conférences à l’Université de Cergy-Pontoise

Directeur de thèse M. Albert NOUMOWE Professeur à l’Université de Cergy-Pontoise

Invité M. Philippe GOTTELAND Directeur technique de la recherche à la Fédération Nationale des Travaux Publics

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Remerciements

Les travaux de cette thèse ont pu avoir lieu grâce à un soutien financier et scientifique de la

Fédération Nationale des Travaux Publics (FNTP) et d’EIFFAGE Infrastructures dans le cadre

des travaux de la Fondation partenariale de l’Université de Cergy-Pontoise.

Tout d’abord, je souhaite remercier les membres du jury pour leur intérêt apporté au travail

et sur la qualité de leurs remarques. Merci à M. Christian LA BORDERIE d’avoir accepté de

présider ma soutenance de thèse. Un grand merci aux rapporteurs de mon travail : MM. Farid

BENBOUDJEMA et Sébastien RÉMOND, vos remarques pertinentes et constructives m’ont

permis de finaliser ce travail de recherche. Enfin, je voudrais exprimer ma gratitude envers

MM. François CUSSIGH et Alain SIMON pour leur travail d’examinateurs, sans oublier M.

Philippe GOTTELAND qui a participé à ma soutenance en tant qu’invité et qui a eu également

la périlleuse tâche d’unir le pragmatisme industriel à la rigueur scientifique durant cette thèse.

Je souhaite remercier sincèrement mon directeur de thèse M. Albert NOUMOWE, dont j’ai

apprécié tes qualités d’encadrement et ta disponibilité. Je tiens également remercier mes

encadrants universitaires Mme. Anne-Lise BEAUCOUR et M. Prosper PLIYA. Je vous remercie

pour votre présence tant sur le plan scientifique qu’humain.

Je suis particulièrement gré au comité de pilotage de la thèse : M. Philippe GOTTELAND (FNTP),

M. François CUSSIGH (VINCI Constructions), Mme Sandrine CHANUT (EIFFAGE

Infrastructures), M. Philippe GEGOUT (Bouygues Constructions), M. Michel GUERINET

(EIFFAGE Infrastructures), M. Lionel LINGER (VINCI Constructions), et M. Edouard MEYER

(VINCI Constructions). Merci pour tous nos échanges passionnés. Un merci particulier à M.

Alain SIMON (EIFFAGE Infrastructures) pour avoir enrichi toutes mes présentations,

publications et mon manuscrit par ton œil affuté d’industriel. Merci aussi Alain, pour toutes

nos discussions professionnelles ou non durant ces trois années.

Mes remerciements s’adressent également à Mmes. Christel BERIOT et Estelle LIMOGE de la

Fondation de l’Université de Cergy-Pontoise.

Merci beaucoup à l’équipe de l’Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique de Saint-

Nazaire, notamment Mme. Marta CHOINSKA, M. Arnaud PERTUÉ, Mme. Laurence GUIHENEUF

et le directeur du laboratoire M. Abdelhafid KHELIDJ, travailler avec vous fut un grand plaisir.

Je voudrais remercier également le Laboratoire de Génie Civil et Environnemental de l’Ecole

des Mines de Douai, notamment M. Guillaume Potier. Les résultats obtenus m’ont servis

d’appui pour de nouvelles hypothèses.

Je suis particulièrement reconnaissante envers mes stagiaires Kévin ANFRAY et Aurélien BEAU

de m’avoir aidé à confectionner et porter les éprouvettes insoulevables pour mes bras fébriles

et pour votre comportement responsable et sérieux envers mon étude.

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Ce travail n’aurait pu être mené à bien sans une super équipe technique du L2MGC : Lilian,

Annelise et Noémie. Votre irréprochable implication pour l’obtention des résultats et votre

sens d’humour ont créé une ambiance extraordinaire au sein du laboratoire.

Je ne manquerais pas à remercier Isabelle COLLET, Isabelle SOKOLOWSKI et Norma ANCELIN

pour leur sympathie et pour les bons moments lors des pauses déjeunés.

Je tiens à remercier vivement mes amis-doctorants Cléo (pour tes tartes au citron meringuées,

dont je t’ai piquée la recette), Charlotte (pour nos discussions plus ou moins philosophiques

dans le rer A), Olive (pour tes cadeaux originaux et tes parties d’échecs endiablés), M.

Rijaniaina Niry Razafinjato ou tout simplement Niry (bien que tu n’as pas honoré ta promesse

de me faire gouter des vrais litchis de Madagascar, dont tu t’es vanté si souvent) , Mihn-Duc

(pour ton humour mihnduquien), Amal, Tahar, Arthur, Gildas, Hamza, Safi, Baudouin… Sachez

que j’ai passé trois ans inoubliables en votre compagnie. Bonne continuation à vous tous !!!

P.S : Mon rêve d’enfance s’est réalisé, je suis devenue une vraie princesse grâce à votre

couronne en BHP fibré ;)

Mille mercis à ma famille, spécialement à mes parents et mon frère…

Enfin, je remercie mon amoureux pour son soutien quotidien et son immanquable

enthousiasme aussi bien envers mon travail de thèse que notre vie familiale.

Merci

5

Table des matières

Table des matières ..................................................................................................................... 5

Liste des figures .......................................................................................................................... 9

Liste des tableaux ..................................................................................................................... 15

Liste des notations ................................................................................................................... 17

Résumé ..................................................................................................................................... 18

Abstract .................................................................................................................................... 20

Chapitre 1 - Analyse bibliographique ....................................................................................... 25

1 Introduction ...................................................................................................................... 26

2 Contexte ............................................................................................................................ 26

3 Evolutions des propriétés du béton soumis à des températures élevées ....................... 27

3.1 Evolution de la matrice cimentaire ........................................................................... 27

3.2 Evolution des granulats ............................................................................................. 28

3.3 Déformation thermohydrique libre du béton ........................................................... 28

3.4 Evolution des propriétés physiques .......................................................................... 30

Perte de masse ................................................................................................... 30

Porosité .............................................................................................................. 30

Perméabilité au gaz ............................................................................................ 33

3.5 Evolution des propriétés thermiques du béton à hautes températures .................. 34

Conductivité thermique ..................................................................................... 34

Chaleur massique et capacité thermique volumique ........................................ 36

Diffusivité thermique ......................................................................................... 38

3.6 Evolution des propriétés mécaniques du béton ....................................................... 38

Résistance à la compression .............................................................................. 39

Résistance à la traction ...................................................................................... 41

Module d’élasticité ............................................................................................. 43

4 Instabilité thermique du béton ......................................................................................... 46

4.1 Différentes formes d’instabilité thermique............................................................... 46

4.2 Mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique .................................................... 47

6

4.3 Facteurs favorisant l’instabilité thermique ............................................................... 48

4.4 Essais d’écaillage sur éléments de structure ............................................................. 51

5 Influence des fibres de polypropylène sur la stabilité thermique et l’évolution de la

pression au cours du chauffage ............................................................................................... 52

5.1 Fibres de polypropylène et stabilité thermique du béton ........................................ 52

5.2 Pression de vapeur d’eau au cours du chauffage...................................................... 55

6 Prise en compte règlementaire des risques d’écaillage des bétons ................................ 56

6.1 Guide du comportement au feu des tunnels routiers ............................................... 56

6.2 Les courbes de feu température/temps normalisées ............................................... 57

6.3 Eurocode 2 ................................................................................................................. 58

7 Synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et des fibres métalliques sur le

comportement du béton soumis à une température élevée .................................................. 59

8 Conclusion ......................................................................................................................... 60

Chapitre 2 - Méthodologie expérimentale............................................................................... 62

1 Caractéristiques des matériaux et composition des bétons ............................................ 63

1.1 Caractéristiques des matériaux ................................................................................. 63

1.2 Composition des bétons ............................................................................................ 69

2 Présentation du programme expérimental ...................................................................... 71

3 Fabrication et conservation des éprouvettes ................................................................... 73

3.1 Protocole de fabrication ............................................................................................ 73

3.2 Conditionnement des éprouvettes ........................................................................... 75

4 Conclusion ......................................................................................................................... 76

Chapitre 3 - Comportement au feu des bétons ....................................................................... 78

1 Introduction ...................................................................................................................... 79

2 Dispositif expérimental du chauffage ............................................................................... 79

3 Mesure des propriétés physiques ..................................................................................... 81

3.1 Evolution de température dans le four et au centre de l’éprouvette ...................... 81

3.2 Perte de masse .......................................................................................................... 81

3.3 Protocole d’analyse de dégradation .......................................................................... 82

3.4 Caractéristiques du béton durci ................................................................................ 82

Teneur en eau des bétons .................................................................................. 82

Résistance à la compression à 28 jours .............................................................. 83

7

4 Résultats expérimentaux et discussion ............................................................................ 84

4.1 Observation de la dégradation des bétons ............................................................... 84

4.2 Evolution de la température dans le four ................................................................. 96

4.3 Evolution de température au centre des éprouvettes .............................................. 97

4.4 Perte de masse des bétons ........................................................................................ 98

5 Conclusion sur le comportement au feu des bétons ...................................................... 100

Chapitre 4 - Influence des fibres sur l’évolution des propriétés du béton avec la température

................................................................................................................................................ 102

1 Introduction .................................................................................................................... 103

2 Méthodes ........................................................................................................................ 106

2.1 Mesure des propriétés physiques après chauffage ................................................ 106

Mesures de la perte de masse et des porosités à l’éthanol et sous pression de

mercure 106

2.2 Mesures des propriétés de transfert en fonction du chauffage ............................. 108

Mesures de la perméabilité résiduelle ............................................................. 108

Mesure des propriétés thermiques pendant le chauffage .............................. 111

Suivi de la réponse thermique des éprouvettes .............................................. 113

2.3 Observations microscopiques ................................................................................. 114

2.4 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles ................................................... 115

Essai de compression uniaxiale ........................................................................ 115

Mesure du module d’élasticité ........................................................................ 116

Essai de traction par flexion ............................................................................. 116

3 Résultats expérimentaux et discussion .......................................................................... 117

3.1 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante .................................... 117

3.2 Evolution des propriétés physiques en fonction du chauffage ............................... 119

Evolution de la perte de masse ........................................................................ 119

Evolution de la masse volumique..................................................................... 122

Evolution de la porosité à l’éthanol ................................................................. 122

Evolution de la porosité au mercure ................................................................ 124

3.3 Observations de la microstructure .......................................................................... 129

3.4 Evolution des propriétés de transfert ..................................................................... 132

Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle ........................................ 132

8

Evolution des propriétés thermiques ............................................................... 135

Suivi de la réponse thermique des éprouvettes .............................................. 147

3.5 Discussion sur l’influence des fibres sur les paramètres de transfert et sur la

sensibilité à l’écaillage ........................................................................................................ 149

3.6 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles ................................................... 151

Résistance à la compression ............................................................................ 151

Résistance à la traction par flexion .................................................................. 155

Module d’élasticité ........................................................................................... 159

4 Conclusion ....................................................................................................................... 162

Chapitre 5 – Chargement thermique unidirectionnel sur dallettes ....................................... 165

1 Introduction .................................................................................................................... 166

2 Protocole expérimental .................................................................................................. 166

2.1 Instrumentation des dallettes ................................................................................. 166

2.2 Fabrication des dallettes ......................................................................................... 167

2.3 Propriétés de bétons avant chauffage .................................................................... 168

2.4 Dispositif de chauffage ............................................................................................ 169

3 Stabilité thermique des dallettes et des éprouvettes cylindriques et caractérisation de

l’écaillage ................................................................................................................................ 171

3.1 Observation visuelle après chauffage .................................................................... 171

3.2 Caractérisation de l’écaillage ................................................................................... 174

3.3 Comparaison entre les différents chargements thermiques .................................. 174

4 Transfert thermo-hydrique dans la dallette ................................................................... 175

4.1 Perte de masse ........................................................................................................ 175

4.2 Evolution de la température ................................................................................... 176

4.3 Evolution de la pression dans les pores .................................................................. 179

5 Discussion sur le chargement thermique unidirectionnel de la dallette ....................... 181

6 Conclusion ....................................................................................................................... 182

Conclusion générale et perspectives ..................................................................................... 184

Références bibliographiques .................................................................................................. 190

Annexes .................................................................................................................................. 199

9

Liste des figures

Figure 1 Illustrations de dégradations d’ouvrages en béton suite à un incendie .................... 26

Figure 2 Section effondrée du faux plafond dans le tunnel du Gothard après l’incendie du 21

octobre, 2001 ........................................................................................................................... 27

Figure 3 Evolution du coefficient de dilatation thermique apparent de la pâte de ciment et

des granulats en fonction de la température (Al Nahhas 2004) .............................................. 29

Figure 4 Pertes de masse des bétons déterminées durant le chauffage de 20°C à 600°C à la

vitesse de 1°C/min. Les points indiquent la valeur de la teneur en eau obtenu par séchage à

105°C (Hager 2004) .................................................................................................................. 30

Figure 5 Evolution de la porosité de différents bétons en fonction de la température

((Tsimbrovska 1997), (Fares 2009)) .......................................................................................... 31

Figure 6 Porosité résiduelle à l'eau en fonction du dosage en fibres et de l’évolution de

température, (BHP 2000) ......................................................................................................... 31

Figure 7 Porosité à l’eau et au mercure (MIP), (BHP 2000) ..................................................... 32

Figure 8 Evolution de la perméabilité intrinsèque avec la température de mortiers et de

bétons ordinaires (MO, BO) et hautes performances (MHP, BHP), (Tsimbrovska 1997) ........ 33

Figure 9 Evolution de l’accroissement de la perméabilité intrinsèque en fonction de la

température et de l’endommagement de l’éprouvette, (Choinska et al. 2007) ..................... 33

Figure 10 Perméabilité intrinsèque du béton en fonction du traitement thermique et du

dosage en fibres de polypropylène, (Ozawa et al. 2011) ......................................................... 34

Figure 11 Evolution de la conductivité thermique d'un béton autoplaçant en fonction de la

température, (Jansson 2004) ................................................................................................... 35

Figure 12 Conductivité thermique résiduelle (a) et la perte de conductivité thermique à

chaud et en résiduel (b) en fonction de la température (Haniche 2011) ................................ 36

Figure 13 Variation de la chaleur spécifique du BO en fonction de température (Kodur 2014)

.................................................................................................................................................. 37

Figure 14 Evolution de la capacité volumique de BAP en fonction de la température, (Khaliq

and Kodur 2011) ....................................................................................................................... 37

Figure 15 Diffusivités thermiques de différents bétons en fonction de la température,

(Mindeguia 2009), (Xing 2011), (Nguyen 2013), (Haniche 2011) ............................................ 38

Figure 16 Evolution de la résistance à la compression d'un béton en fonction du type d'essai

(à chaud ou à froid), (Hager and Pimienta 2004) ..................................................................... 39

Figure 17 Courbes de la variation de la résistance à la compression selon les textes de

l'Eurocode 2, (EUROCODE 2 2004) ........................................................................................... 40

Figure 18 Evolution de la résistance résiduelle relative à la compression de bétons de fibres

métalliques, de polypropylène et de cocktail de fibres métalliques et polypropylène .......... 41

Figure 19 Evolution de la résistance résiduelle relative à la traction des bétons chauffés,

(Kanema 2007) (vitesse de chauffage est de 1°C/min) ............................................................ 41

Figure 20 Différents résultats de la résistance à la traction résiduelle relative ...................... 42

10

Figure 21 Evolution de modules d'élasticité apparents déterminé "à chaud" en fonction de

différentes températures (a), évolution du module d'élasticité apparent obtenu "à chaud" et

"résiduelles" sur le béton de fibres de polypropylène (0.9 kg/m3) (b), (Hager 2004) ............. 43

Figure 22 Module d'élasticité statique résiduel en fonction de température, (Lau and Anson

2006) ......................................................................................................................................... 44

Figure 23 Evolution de module d'élasticité relatif résiduel en fonction de la température,

(Sideris et al. 2009) ................................................................................................................... 45

Figure 24 Processus d’endommagement du béton en fonction de la température, (Pliya

2010) ......................................................................................................................................... 46

Figure 25 Relation entre la fréquence d'écaillage et le taux d’humidité suivant la composition

du béton, (Chan et al. 1999a) ................................................................................................... 50

Figure 26 Schémas de la dallette, exposée au feu ISO (a), et de fissuration de la dallette après

le feu ISO (b), (Chan et al. 1999a) ............................................................................................ 51

Figure 27 Dallettes avec et sans fibres de polypropylène après le traitement thermique HCM,

(Shuttleworth 2001) ................................................................................................................. 52

Figure 28 Clichés des faces exposées des dalles de béton non fibré (a) et avec 1 kg/m3 de

fibres de polypropylène (b), (Jansson and Boström 2008) ...................................................... 52

Figure 29 Analyse thermique différentielle (ATD) et thermogravimétrique (ATG et DTG) du

polypropylène. Les points notables sont la fusion (171°C), l'évaporation (341°C) et la

carbonatation (457°C) du polypropylène, (Kalifa et al. 2001) ................................................. 53

Figure 30 Observation en épifluorescence du béton fibré (a) et du béton non fibré (b) après

le chauffage de 400°C, (Kalifa et al. 2001) ............................................................................... 53

Figure 31 Pressions de vapeur en fonction de la quantité de fibres PP pour les BHP (Rc =

75MPa), (Phan 2007) ................................................................................................................ 54

Figure 32 Evolution de pression de vapeur en fonction de température à différentes

profondeurs (Kalifa et al. 2001) ............................................................................................... 55

Figure 33 Evolution de la pression en fonction de température à 20 mm de la surface

chauffée d'un béton de 43 MPa, (Miah et al. 2015) ................................................................ 56

Figure 34 Courbes normatives de température en fonction du temps (PROMAT 2005) ........ 58

Figure 35 Gravier (a) et sable calcaire (b) de Tournaisis .......................................................... 64

Figure 36 Gravier (a) et sable (b) de Seine ............................................................................... 64

Figure 37 Analyse granulométrique des granulats calcaires de Tournaisis et courbes

granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and

Festa 2002) ............................................................................................................................... 65

Figure 38 Analyse granulométrique des granulats silico-calcaire de Seine et courbes

granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and

Festa 2002) ............................................................................................................................... 66

Figure 39 Fibres de polypropylène 12 mm (a), et 6 mm (b) .................................................... 67

Figure 40 Fibres métalliques RC - 80/30 - CP ........................................................................... 68

Figure 41 Fabrication des éprouvettes en béton ..................................................................... 74

Figure 42 Fabrication des dallettes .......................................................................................... 75

11

Figure 43 Conditionnement des éprouvettes selon le mode « non drying » (a) et selon le

mode « drying » (b) .................................................................................................................. 75

Figure 44 Conservation des dallettes ....................................................................................... 76

Figure 45 Eprouvette 15 x 30 cm, équipée d'un thermocouple au centre (a), maillage pour

l’emplacement précis des éprouvettes (b) .............................................................................. 79

Figure 46 Dispositif de chauffage ............................................................................................. 80

Figure 47 Disposition des éprouvettes dans le four avant chauffage ...................................... 80

Figure 48 Mise en place des thermocouples de mesure au sein de l’éprouvette ................... 81

Figure 49 Résistance à la compression des bétons de l'étude................................................. 84

Figure 50 Récapitulatif de positionnement et des dégradations des bétons .......................... 85

Figure 51 Observation de la fissuration interne des bétons Créf(C) (We = 4,7%), CPP 0,75 (We

= 4,1%) ...................................................................................................................................... 86

Figure 52 Zoom au centre de l’éprouvette du béton CPP 0,75 (We = 4,1%) ........................... 86

Figure 53 Début d'écaillage des bétons CS 60, enregistré pendant le chauffage .................... 87

Figure 54 Absence de fissurations au sein de l’éprouvette CPPS 1,5-30 (We = 4,8%) ............ 92

Figure 55 Eclatement de surface de granulat Créf(X) (We = 4,3%) ......................................... 93

Figure 56 Eclatement de surface de granulats CPPS 1,5-30 (X) (We = 4,8%) .......................... 93

Figure 57 Les formulations de béton CPPS 0,75-30 et de béton CPPS 1,5-30, qui sont restées

intactes après le feu ISO ........................................................................................................... 94

Figure 58 Evolution de température du chauffage et refroidissement dans le four en fonction

du temps ................................................................................................................................... 96

Figure 59 Courbes de température comparées à la courbe normalisée ISO 834 .................... 97

Figure 60 Evolution de température au centre des éprouvettes ............................................ 97

Figure 61 L'influence de la teneur en eau sur l'évolution de la température des bétons

Créf(C), Créf(X) et Créf(C) drying .............................................................................................. 98

Figure 62 Perte de masse des différents bétons après chauffage de type ISO ....................... 99

Figure 63 Perte de masse moyenne des bétons en soustrayant la teneur en eau libre ....... 100

Figure 64 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C), CPPS

0.75-60 et CS 60 pour l’étude des phénomènes de transfert ................................................ 104

Figure 65 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C) et

CPPS 0,75-60 pour l’étude des caractéristiques mécaniques résiduelles ............................. 104

Figure 66 Four électrique de dimensions 1100 x 1500 x 1000 mm ....................................... 105

Figure 67 Découpage des éprouvettes pour les essais de perméabilité (a), échantillon après

le sciage, enrobé de film aluminium (b) ................................................................................. 109

Figure 68 Dispositif de mesure de perméabilité, vue globale ............................................... 110

Figure 69 Exemple d'une perméabilité, mesurée après un chauffage à 500°C du béton de

référence ................................................................................................................................ 111

Figure 70 Dispositif de mesure des propriétés thermiques (a), paire d'échantillons dans le

four piloté par le logiciel du Hot Disk (b) ............................................................................... 112

Figure 71 Découplage de l'éprouvette 15 x 60 cm pour les essais de la conductivité

thermique ............................................................................................................................... 112

12

Figure 72 Disposition des thermocouples dans les éprouvettes 15 x 60 cm et 10x 10 x 40 cm

................................................................................................................................................ 113

Figure 73 Processus d'installation du thermocouple au cœur de l'éprouvette : remplissage du

moule à moitié (a), mis en place de thermocouple (b) .......................................................... 114

Figure 74 Interaction entre la matière et les électrons : électron secondaire (a), électron

rétrodiffusé (b), rayon X (c) .................................................................................................... 114

Figure 75 Echantillons, mis dans la résine, métallisés au nickel et ensuite observés au MEB

................................................................................................................................................ 115

Figure 76 Dispositif de mesure de la résistance mécanique .................................................. 115

Figure 77 Dispositif expérimental pour la mesure du module d'élasticité ............................ 116

Figure 78 Dispositif expérimental pour l'essai de traction par flexion .................................. 116

Figure 79 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en

fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement ..................................... 120

Figure 80 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement (200 - 500°C) .......... 121

Figure 81 Evolution de la porosité absolue (a) et relative (b) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS

0,75-60.................................................................................................................................... 124

Figure 82 Evolution de courbes d'intrusion - extrusion cumulées et intrusion différentielle en

fonction du diamètre des pores pour le béton CPPS 0,75-60, chauffé à 200°C .................... 125

Figure 83 Courbe de détermination du diamètre médian ..................................................... 125

Figure 84 Distribution du diamètre d'accès des pores en fonction de température pour les

trois bétons: Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 .......................................................................... 127

Figure 85 Diamètre médian (d50) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 en fonction de la

température ........................................................................................................................... 128

Figure 86 Porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de

température ........................................................................................................................... 129

Figure 87 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des

bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C ...................................................... 130

Figure 88 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des

bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C ...................................................... 130

Figure 89 Images par microscope binoculaire. Mise en évidence de la corrosion de la fibre

métallique à 900°C ................................................................................................................. 131

Figure 90 Microscope électronique à balayage, interface pâte/fibre métallique dans les

bétons chauffés à 80°C (a), à 200°C (b) et à 500°C (c) ........................................................... 132

Figure 91 Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60, CPPS

0,75-60 en fonction de la température .................................................................................. 133

Figure 92 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60

au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de

température ........................................................................................................................... 137

Figure 93 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60

au chauffage et refroidissement ............................................................................................ 138

13

Figure 94 Evolution de la capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS

0,75-60 au chauffage et refroidissement ............................................................................... 142

Figure 95 Evolution de la chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60,

comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de la température

................................................................................................................................................ 143

Figure 96 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au

chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de

température ........................................................................................................................... 146

Figure 97 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au

chauffage et refroidissement ................................................................................................. 147

Figure 98 Evolution de la différence de température entre la surface et le centre de

l'éprouvette en fonction de la température de surface des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60148

Figure 99 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression des

formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement. . 153

Figure 100 Comparaison entre nos résultats et ceux de Xing (Xing 2011) de la résistance

relative à la compression des bétons de référence ............................................................... 154

Figure 101 Comparaison entre nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance

relative résiduelle à la compression ....................................................................................... 154

Figure 102 Comparaison des courbes de la variation de la résistance relative à la

compression selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance

résiduelle à la compression des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) .......................................... 155

Figure 103 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des

formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement .. 156

Figure 104 Comparaison de nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance

relative à la traction ............................................................................................................... 157

Figure 105 Test de traction par flexion de bétons CPPS 0,75-60 après traitement thermique à

300°C (a) et après 900°C (b) ................................................................................................... 158

Figure 106 Charges de flexion en fonction du déplacement du béton CPPS 0,75-60 ........... 158

Figure 107 Facies de rupture du béton CPPS 0,75-60 à 600°C, 750°C et 900°C .................... 159

Figure 108 Comparaison des courbes de la variation de la résistance résiduelle à la traction

selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à

la traction des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) ...................................................................... 159

Figure 109 Evolution du module d'élasticité résiduel (a) et relatif (b) des bétons Créf(C) et

CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement.......... 161

Figure 110 Positionnement des thermocouples et des capteurs dans la dallette ................ 167

Figure 111 Dispositif de mesure de température et de pression .......................................... 167

Figure 112 Géométrie de l’éprouvette (a), confection des dallettes (b) ............................... 168

Figure 113 Dallette posée sur l’élévateur (a) et disposition des éprouvettes dans le four (b)

................................................................................................................................................ 170

Figure 114 Dispositif expérimental ........................................................................................ 170

Figure 115 Béton Créf(C) après chauffage jusqu’à 600°C ...................................................... 171

14

Figure 116 Béton CS 60 après chauffage jusqu’à 600°C ....................................................... 171

Figure 117 Béton CPPS 0.75-60 après chauffage jusqu’à 600°C ........................................... 172

Figure 118 Eprouvettes cylindriques après chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C ................. 173

Figure 119 Les parties écaillées de la dallette CS 60 sont comblées par la pâte à modeler . 174

Figure 120 Courbes d’évolution de températures des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

................................................................................................................................................ 178

Figure 121 Evolution de température de surface et de pression à 3 et 6 cm des bétons

Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................................... 179

Figure 122 Evolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3

et à 6 cm de l'éprouvette en fonction de la température à 3 ou à 6 cm de la surface exposée

des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................. 180

15

Liste des tableaux

Tableau 1 Comportement de granulats sous chauffage à 1°C/min (Xing 2011) ...................... 49

Tableau 2 Dispositions CETU vis-à-vis des bétons de tunnel, (CETU 2005) ............................. 57

Tableau 3 Caractéristiques du ciment CEM I de Villiers au Bouin ........................................... 63

Tableau 4 Propriétés physiques des granulats......................................................................... 64

Tableau 5 Caractéristiques des fibres de polypropylène ......................................................... 67

Tableau 6 Caractéristiques des fibres métalliques RC – 80/30 - CP ........................................ 69

Tableau 7 Compositions des bétons par m3 et caractéristiques des bétons à l’état frais ....... 71

Tableau 8 Valeurs moyennes de la teneur en eau des bétons avant chauffage ..................... 83

Tableau 9 Résistance à la compression des bétons de l'étude à 28 jours ............................... 83

Tableau 10 Etude de l’écaillage des bétons CS 60 avec des valeurs individuelles de teneur en

eau des éprouvettes ................................................................................................................. 88

Tableau 11 Récapitulatif des dégradations de bétons ............................................................. 95

Tableau 12 Perte de masse des éprouvettes après le chauffage ............................................ 99

Tableau 13 Paramètres de réglage de l'essai de la conductivité thermique ......................... 113

Tableau 14 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante ou après séchage ... 117

Tableau 15 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de

dimensions 15 cm x 30 cm ..................................................................................................... 119

Tableau 16 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de

dimensions Ø 15 cm x 5 cm .................................................................................................... 120

Tableau 17 Teneur en eau libre massique avant le chauffage et les quantités d'eau totale

initiale des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 ................................................................. 121

Tableau 18 Masse volumique apparente des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ........... 122

Tableau 19 Porosités moyennes des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0.75-60 .......................... 123

Tableau 20 La distribution porale, le diamètre médian et la porosité piégée des bétons

Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ............................................................................................... 126

Tableau 21 Perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 133

Tableau 22 Conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de

la température ....................................................................................................................... 136

Tableau 23 Capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en

fonction de la température .................................................................................................... 140

Tableau 24 Chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la

température ........................................................................................................................... 141

Tableau 25 Diffusivité thermique des bétons Créf(C). CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la

température ........................................................................................................................... 145

Tableau 26 Différence de température (∆T max) et température des deux pics des bétons

Créf(C) et CPPS 0.75-60 .......................................................................................................... 148

Tableau 27 Résistance résiduelle à la compression uni-axiale des bétons CPPS 0,75-60 et

Créf(C) ..................................................................................................................................... 152

16

Tableau 28 Résistance résiduelle à la traction par flexion des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)

................................................................................................................................................ 156

Tableau 29 Module d'élasticité des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 ..................................... 160

Tableau 30 Caractéristiques des bétons à l'état frais ............................................................ 168

Tableau 31 Masse volumique et teneur en eau des bétons .................................................. 169

Tableau 32 Porosités et résistance à la compression des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-

60 ............................................................................................................................................ 169

Tableau 33 Surface et volume d'écaillage des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 ....... 174

Tableau 34 Masse des dallettes avant et après chauffage .................................................... 176

17

Liste des notations

BHP Béton à hautes performances

BO Béton ordinaire

Créf(C) Béton de référence avec des granulats calcaires

Créf(X) Béton de référence avec des granulats silico-calcaires

CPP Béton contenant les fibres de polypropylène

CS Béton contenant les fibres métalliques

CPPS Béton contenant le cocktail de fibres de polypropylène et métalliques

E Module d’élasticité

E20 Module d’élasticité à la température ambiante

E/C Rapport eau/ciment

fc Résistance à la compression

fc20 Résistance à la compression à la température ambiante

ft Résistance à la traction

ft20 Résistance à la traction à la température ambiante

𝜌 Masse volumique

P Porosité

PT Porosité après un cycle de chauffage

P80 Porosité après séchage à la température 50°C

D50 Diamètre médian de pore

ka Perméabilité apparente

18

Résumé

Des études ont mis en lumière le risque d’écaillage du béton à hautes performances lors d’une

sollicitation thermique de type incendie. Les transformations physico-chimiques et les

déformations thermiques différentielles au cours du chauffage conduisent par ailleurs à une

altération de la microstructure et à une perte des performances mécaniques du béton. Un des

procédés de remédiation est l’addition de fibres de polypropylène afin d’améliorer la stabilité

thermique du béton et des fibres métalliques pour augmenter les performances mécaniques

résiduelles.

Ce travail de recherche contribue de façon expérimentale à une meilleure compréhension de

l’effet des fibres métalliques et/ou des fibres de polypropylène sur la stabilité thermique des

bétons à hautes performances, leurs propriétés thermiques à chaud et leurs propriétés

physiques et mécaniques résiduelles. Cette recherche est soutenue par la Fédération

Nationale des Travaux Publics (FNTP) et Eiffage Travaux Publics via la Fondation de l’Université

de Cergy-Pontoise.

Plusieurs échelles de caractérisation du comportement à hautes températures des bétons ont

été adoptées. Les bétons ont été étudiés sous différents modes de sollicitations thermiques,

ISO 834, chauffage lent à 0.5°C/min, chauffage multi et unidirectionnel (10°C/min) ce qui

permet d’accéder à une large gamme de caractéristiques qui se complètent.

Des essais sous scénario incendie ISO 834 (2 heures) ont permis de tester la résistance à

l’écaillage de 10 formulations où variaient la nature des granulats, la quantité, la nature et la

géométrie des fibres et l’état d’humidité des bétons. Suite à cette première étude, quelques

formulations présentant des stabilités thermiques opposées ont été sélectionnées afin de

caractériser l’évolution de leurs propriétés physiques, thermiques, mécaniques et

microstructurelles qui sont donc mises en relation avec leurs différences de sensibilité à

l’écaillage. Enfin, ces formulations ont été testées à l’échelle de la dallette en les soumettant

à un chauffage unidirectionnel. Ces essais ont permis d’une part de caractériser la sensibilité

à l’écaillage pour une autre géométrie d’échantillon. D’autre part, l’instrumentation de ces

dallettes a permis de déterminer l’influence des fibres sur l’évolution de la température et de

la pression dans l’épaisseur des dallettes.

Lors du chauffage ISO 834 et à 10°C/min, une instabilité thermique a été observée sur les

bétons contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. L’ajout de 0,75 kg/m3 de fibres de

polypropylène a permis d’éviter l’écaillage de ces bétons, quel que soit le chargement

thermique pour les différents états d’humidité variant de 2 % 5 %. Les bétons de référence

n’ont pas présenté d’écaillage lors des essais au feu ISO, mais ont éclaté ou écaillé suite à une

montée en température de 10°C/min.

19

Une étude de caractérisation à chauffage lent à 0.5°C/min est réalisée sur les formulations de

béton de référence (Créf(C)), de béton de fibres métalliques (CS 60) et de béton de cocktail de

fibres de polypropylène et métalliques (CPPS 0.75-60). Une forte influence des fibres de

polypropylène dès 200°C est notée sur la perméabilité des bétons de cocktail de fibres par

rapport aux bétons de fibres métalliques et aux bétons de référence. D’après les essais de la

porosimètrie mercure et les observations au MEB, il semble que les fibres métalliques limitent

l’ouverture de fissures par rapport au béton de référence, ce qui limite en particulier la

fissuration induite en surface par le gradient thermique réduisant probablement le transfert

d’eau vers l’extérieur et contribue aux différences de stabilité thermique observées entre le

béton de référence et le béton de fibres métalliques. Les performances mécaniques

résiduelles des bétons de cocktail de fibres sont plus élevées que celles du béton de référence,

ce qui confirme la contribution des fibres métalliques aux résistances résiduelles de ces bétons

jusqu’à 900°C.

Mots clés : béton, température, fibres de polypropylène, fibres métalliques, résistance.

20

Abstract

A lot of studies have highlighted the risk of the spalling of high performance concrete during

the thermal loading of fire type. The physical and chemical transformations and differential

thermal strains during heating also lead to the microstructure alteration a loss of mechanical

performances of the concrete. A remediation methods is the addition of polypropylene fibers

to improve the concrete thermal stability and the addition of steel fibers to increase the

residual mechanical performances.

This research work contributes experimentally to a better understanding of the effect of steel

fibers and/or polypropylene fibers on the thermal stability of high performance concretes,

their “hot” thermal properties, their physical properties and residual mechanical properties.

This research is supported by the National Federation of Public Works (FNTP) and Eiffage

Public Works via the Foundation of the University of Cergy-Pontoise.

Multiscale characterization of the concrete behavior at high temperature has been adopted.

The concretes were studied with different modes of thermal stresses, ISO 834, slow heating

of 0,5°C/min, multi and one-way heating (10°C/min) which allows access to a wide range of

features.

ISO 834 fire (2 hours) was used to test the spalling sensibility of 10 formulations where the

nature of the aggregates, the content, nature and geometry of the fibers and moisture content

of concrete varied. After this initial study, some formulations having opposing spalling

sensitivities, were selected to characterize the evolution of their physical, thermal, mechanical

and microstructural properties which are linked to their differences in sensibility of spalling.

Finally, these formulations were subjected to one-way heating in a form of a thin slabs. On the

one hand, these tests help to characterize the sensitivity of the spalling for another sample

geometry. On the other hand, the instrumentation of these slabs was used to determine the

influence of the fibers on the evolution of the temperature and pressure in the depth of the

slabs.

During the ISO 834 fire and the 10°C/min heating, thermal sensitivity was observed on the

concrete containing 60 kg/m3 of steel fibers. The addition of 0,75 kg/m3 of polypropylene

fibers has helped to prevent spalling of this concrete regardless the thermal load for the

different humidity conditions ranging from 2 % to 5 %. The reference concrete had not

presented spalling during testing on ISO fire, but still presented spalling at 10°C/min.

The slow heating characterization study (0,5 °C/min) is performed on the reference concrete

(Cref (C)), the steel fiber concrete (CS 60) and the cocktail of polypropylene and steel fibers

concrete (CPPS 0,75-60). A strong influence on the permeability of polypropylene fibers from

200°C is noticed for the cocktail concretes compared to steel fibers and reference concretes.

According to tests by mercury intrusion porosimetry and SEM observations, it appears that

21

the steel fibers limit the crack opening compared to the reference concrete. This limit

particularly the surface cracking induced by the thermal gradient probably reducing the

transfer of water to the outside. And contributes to the observed differences in spalling

sensitivity between the reference concrete and the steel fiber concrete.

This could explain a lower permeability and spalling of the steel fiber concrete. The residual

mechanical performances of the fiber cocktail concrete are higher than those of the reference

concrete, which confirms the contribution of the steel fibers up to 900°C.

Keywords: concrete, temperature, polypropylene fibers, steel fibers, strength.

22

Introduction générale

La production journalière mondiale de béton est en moyenne de 16 393 442 m3. Ce matériau

est utilisé dans la construction des immeubles d’habitation, des tunnels, des bâtiments

d’activité industrielle et de commerce, des ouvrages d’art, etc. Le béton est adapté pour rester

robuste et durable pendant une longue période. Cependant, lors des situations extrêmes,

comme l’incendie, le béton peut présenter des endommagements plus ou moins sévères.

Les incendies d’ouvrages en béton ont mis en avant l’impact des températures élevées sur

l’endommagement du béton. Les différents exemples d’incendie de tunnels, comme les

tunnels sous la Manche (1996 et 2008), du Mont Blanc (1999) et du Saint-Gothard (2001) et

de bâtiments comme la Tour Windsor (2005), montrent d’importantes dégradations

caractérisées par un détachement de morceaux de béton ou par un effondrement de la

structure.

Les constructions doivent respecter plusieurs critères de sécurité vis-à-vis de la protection des

personnes, de l’ouvrage, ainsi que de l’environnement lors d’un incendie. Compte tenu de la

formulation du béton, les phénomènes qui y ont lieu lors des incendies sont complexes. Un

calcul précis de la résistance au feu est nécessaire lors de la conception des ouvrages.

D’après de nombreux auteurs, l’instabilité thermique des bétons est due à un effet couplé des

processus thermo-hydrique et thermomécanique. Toutefois, les mécanismes exacts régissant

le comportement du béton soumis à des feux à développement rapide ne sont pas encore

bien connus. Cela résulte principalement de leur complexité et du grand nombre de

paramètres intervenant. Les textes normatifs tels que l’Eurocode 2, pour des raisons

pratiques, définissent précisément les seuils maximum ou minimum des caractéristiques du

béton comme la teneur en eau, le pourcentage de fumée de silice, la classe de résistance, etc.

Cette approche peut être un frein à l’utilisation de bétons innovants (nouveaux liants, bétons

à forte teneur en fibres métalliques, granulats recyclés, BUHP, etc.). La définition d’indicateurs

performantiels pour caractériser la résistance d’un béton vis-à-vis de l’écaillage sous

sollicitation thermique sévère favoriserait l’innovation en permettant le développement de

nouvelles formulations. Une meilleure compréhension des mécanismes qui régissent

l’écaillage du béton permettrait de passer d’une approche prescriptive à une approche

performantielle vis-à-vis du comportement au feu des bétons.

Plusieurs travaux de recherche ont montré que le comportement à hautes températures du

béton varie selon sa composition et ses propriétés initiales. Une des solutions vis-à-vis de

l’écaillage est l’incorporation de fibres de polypropylène dans le béton. Par ailleurs,

l’incorporation de fibres métalliques est proposée comme une solution efficace pour

améliorer les performances mécaniques résiduelles des bétons permettant ainsi de réduire

les couts de réparation a posteriori. Toutefois, la règlementation ne l’évoque pas.

23

Le travail de thèse de doctorat présenté dans ce manuscrit a pour objectif d’une part

d’améliorer la compréhension du comportement des bétons exposés à hautes températures

et d’autre part de caractériser et comprendre l’influence des fibres métalliques et de

polypropylène sur le comportement du béton. Cette recherche expérimentale est soutenue

par la Fédération Nationale des Travaux publics (FNTP) et Eiffage Travaux Publics via la

Fondation de l’Université de Cergy-Pontoise. La recherche cible les bétons à hautes

performances avec l’ajout de fibres de polypropylène et/ou métalliques pour différents

dosages et dimensions. Des essais sous scénario incendie permettent de tester la résistance à

l’écaillage de 10 formulations où varient la nature des granulats, la géométrie, la nature et le

dosage des fibres et la teneur en eau libre des bétons. Suite à cette première étude, quelques

formulations présentant des stabilités thermiques opposées sont sélectionnées afin de

caractériser l’évolution de leurs propriétés physiques, thermiques, mécaniques et micro

structurelles qui seront donc mises en relation avec leurs différences de sensibilité à

l’écaillage. Enfin, ces formulations sont testées à l’échelle de la dallette en les soumettant à

un chauffage unidirectionnel. Ces essais permettent d’une part de caractériser la sensibilité à

l’écaillage pour une autre géométrie d’échantillon. D’autre part, l’instrumentation de ces

dallettes permet de déterminer l’influence des fibres sur l’évolution de la température et de

la pression dans l’épaisseur des dallettes.

Le manuscrit est composé de cinq chapitres. Le premier chapitre présente une étude

bibliographique détaillant les formes d’instabilité thermique que peut présenter le béton

chauffé, les hypothèses émises pour expliquer ces phénomènes, ainsi que l’insuffisance des

preuves sur les principaux processus avancés pour expliquer l’instabilité thermique. Ensuite,

les évolutions des propriétés physiques, thermiques et des propriétés de transfert avec la

température des bétons sans fibres sont comparées à celles des bétons fibrés. Le

comportement mécanique des bétons non fibrés et des bétons de fibres est pris en

considération. Nous mettons en évidence le peu de résultats sur le comportement à hautes

températures des bétons de cocktail de fibres métalliques et de polypropylène.

Le deuxième chapitre est consacré à la caractérisation des matériaux, aux compositions des

bétons étudiés, la présentation du programme expérimental et la méthode de fabrication et

de conservation des éprouvettes. La construction du programme expérimental est présentée

et justifiée en se basant sur des études-clés de la bibliographie. Dix formulations de béton ont

été formulées en faisant varier la nature des granulats, la longueur des fibres de polypropylène

et le dosage en fibres de polypropylène et métalliques.

Le troisième chapitre traite de la stabilité thermique des bétons étudiés sous feu ISO 834. Les

granulats utilisés pour cette étude sont calcaires ou silico-calcaires. Le rapport E/C et le

volume de pâte sont gardés constant pour toutes les formulations. Les éprouvettes issues de

ces formulations sont conservées suivant trois modes différents pour faire varier leur état

d’humidité, puis soumises à un chauffage de type ISO 834 de deux heures. A l’issu de ce

chauffage, un bilan des dégradations macroscopiques est effectué. Certaines éprouvettes de

24

bétons présentent systématiquement des écaillages importants tandis que d’autres

n’apparaissent pratiquement pas fissurées. Ces résultats sont utilisés pour sélectionner trois

formulations présentant des comportements thermiques très différents.

Le quatrième chapitre porte sur la caractérisation des propriétés des bétons soumis à hautes

températures. L’objectif est d’une part de comprendre les raisons de l’instabilité de certaines

formulations et par ailleurs de déterminer l’influence des fibres sur les caractéristiques

physiques et mécaniques résiduelles de ces bétons dont dépendront la stabilité et la durabilité

des ouvrages post-incendie. L’évolution de la microstructure est évaluée à l’aide de mesures

de porosité à l’éthanol, de porosimètrie mercure et d’analyse au microscope électronique à

balayage après différents paliers de température. La mesure de la perméabilité au gaz après

les paliers de température permet de cerner l’influence des différentes fibres sur les

possibilités de transferts gazeux (Darcy). Les transferts thermiques sont analysés grâce à la

mesure pendant le chauffage jusqu’à 600°C et le refroidissement des propriétés thermo-

physiques à l’aide du dispositif Hot Disk basé sur la méthode de la source plane transitoire. La

connaissance de la réponse thermique des éprouvettes lors du chauffage grâce à

l’instrumentation de celles-ci permet de compléter l’analyse. Sur la base de ces résultats, des

éléments d’explication des différences d’instabilité thermique observées lors de l’essai au feu

ISO sont exposés. L’apport des fibres sur les performances mécaniques résiduelles est discuté

pour différents paliers de température jusqu’à 900°C.

Le cinquième chapitre porte sur un chauffage unidirectionnel de dallettes confectionnées à

partir des trois formulations retenues pour l’étude de caractérisation. L’objectif de cette partie

est de se rapprocher des conditions en cas d’incendie, où une seule face d’un élément est

chauffée. Des dallettes de dimensions L 60 cm x l 30 cm x h 12 cm et des éprouvettes

cylindriques 15 x 30 cm ont subi un chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C avec un palier de 4

heures. Une différence de stabilité thermique est notée entre le feu ISO et le chauffage à

10°C/min. Les suivis de température et de pression à différentes profondeurs de la dallette

ont permis de mieux comprendre l’influence des fibres sur la stabilité thermique des bétons

étudiés. Quelques hypothèses sont apportées à la fin du chapitre vis-à-vis de

l’endommagement du béton de référence et du béton de fibres métalliques.

Une conclusion générale ainsi que des perspectives finalisent ce mémoire de thèse.

25

Chapitre 1 - Analyse bibliographique

26

1 Introduction

Ce chapitre présente une analyse de travaux de recherche sur l’influence de la température

sur les propriétés physiques et mécaniques du béton et l’instabilité thermique du béton. Il

s’articulera autour de cinq grandes parties. Après avoir présenté le contexte de cette étude,

la première partie portera sur les transformations physiques et chimiques du béton au cours

du chauffage ainsi que sur l’évolution des propriétés thermiques, physiques et mécaniques

des bétons non fibrés et des bétons de fibres de polypropylène et/ou métalliques. La

deuxième partie sera consacrée à la problématique de l’instabilité du béton soumis à une

température élevée et aux paramètres à l’origine de cette instabilité. L’effet des fibres de

polypropylène sur la stabilité thermique, notamment sur la pression de vapeur d’eau, sera

développé dans la troisième partie. Nous mettons en évidence le peu de résultats sur le

comportement à hautes températures des bétons de cocktail de fibres métalliques et

polypropylène. La quatrième partie de ce chapitre exposera le contexte règlementaire des

risques d’écaillage avec les moyens de prévention. Enfin, la dernière partie de ce chapitre

exposera la synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et métalliques sur le

comportement du béton soumis à une température élevée.

2 Contexte

Les incendies majeurs survenus ces vingt dernières années ont démontré la difficulté

d’appréhender le feu. Les exemples d’incendie de tunnels tels que : Tunnel du Mont Blanc

entre la France et l’Italie de 11,6 km (39 morts) en 1999 (Figure 1(a)), Tunnel de Tauern en

Autriche de 6,4 km (12 morts, 40 blessés) en 1999, Tunnel Gleinalm en Autriche de 8,3 km (5

morts, 4 blessés) en 2001, Tunnel St. Gothard en Suisse de 16,9 km (11 morts) en 2001,

Viamala Tunnel en Suisse de 755 m (9 morts, 6 blessés) en 2006 et de bâtiments comme la

Tour Windsor en Espagne de 32 étages en 2005, l’hôtel Mandarin Oriental en Chine de 34

étages (1 mort, 7 blessés) en 2009 (Figure 1 (b)) montrent des instabilités thermiques

caractérisées par un endommagement partiel ou complet de l’ouvrage.

Figure 1 Illustrations de dégradations d’ouvrages en béton suite à un incendie

Incendie du Tunnel du Mont Blanc, en France, durée de

53 heures. Incendie de l’Hôtel Mandarin

Oriental à Pékin (9 février 2009),

durée de 7 heures.

(b)

(a)

htpp://www.swissinfo.ch

27

L’incendie en tunnel est le phénomène le plus redouté. Les constructions de tunnels sont

complexes et nécessitent des coûts d’investissement parfois très importants. Ces vingt

dernières années, le risque lié à l’incendie dans les tunnels a augmenté, du fait du trafic

routier, qui s’est densifié, notamment par rapport au nombre de poids lourds transportant

des produits inflammables. Depuis l’ouverture du tunnel du Mont Blanc, le nombre de poids

lourds est passé de 45000 (en 1966) à 777000 (en 1998) (Haack 2003). Les sévères sollicitations

non seulement mettent en danger la vie des utilisateurs, mais aboutissent souvent à la perte

totale des véhicules impliqués et créent des dommages aux aménagements des tunnels. Cela

est principalement dû au rayonnement thermique, à l’augmentation de la température et à la

dispersion des fumées (INERIS 2009). Le dégagement de gaz toxiques présente d’une part un

risque de santé pour les usagers, d’autre

part, la fumée contient des suies qui

peuvent provoquer la baisse de visibilité.

Selon la durée de l’incendie, les dégâts

apparents sur un élément en béton

peuvent se présenter sous forme d’un

écaillage superficiel, d’une décohésion

généralisée du béton (la ruine totale de

l’ouvrage) (Figure 2), ou bien d’une chute

de caractéristiques mécaniques des

armatures de surface (perte d’adhérence,

éclatement de l’enrobage).

3 Evolutions des propriétés du béton soumis à des

températures élevées

3.1 Evolution de la matrice cimentaire

Lorsque le béton est soumis à une augmentation de température, différentes transformations

physiques et chimiques se produisent. Ces phénomènes concernent la pâte de ciment et les

granulats.

Les principales transformations de la matrice cimentaire observées par Schneider (Schneider,

Diederichs, and Ehm 1982), Noumowé (Noumowé 1995), Castellote (Castellote et al. 2004),

Alonso (Alonso and Fernandez 2004) et Toumi (Toumi 2010) lors de la montée en température

sont :

- 20-120°C : départ de l’eau libre et adsorbée (Noumowé 1995), décomposition

de l’ettringite à partir de 60 - 70°C (Castellote et al. 2004). Premiers signes de

décomposition de C-S-H avant 100°C (Alonso and Fernandez 2004) ;

- 130-170°C : double réaction endothermique lors de la décomposition du gypse

CaSO4.2H2O (Alarcon-Ruiz et al. 2005) ;

Figure 2 Section effondrée du faux plafond dans le tunnel du Gothard après l’incendie du 21 octobre, 2001

28

- 450-550°C : décomposition de la portlandite (deshydroxylation par

déshydratation) (Noumowé 1995) ;

- 600-750°C : décomposition des C-S-H, formation de 𝛽-C2S (Schneider et al.

1982). Décomposition de carbonate de calcium à partir de 600°C ;

- 1200°C : début de fusion du béton.

Dans la phase de refroidissement, Alonso et al. (Alonso and Fernandez 2004) ont observé une

nouvelle formation de la portlandite, ainsi qu’un processus de réhydratation des silicates qui

conduit à la formation de nouveaux gels de C-S-H.

3.2 Evolution des granulats

A hautes températures, les granulats se décomposent et subissent des modifications physico-

chimiques et minéralogiques significatives qui modifient les caractéristiques

microstructurelles du matériau.

D’après Nguyen (Nguyen 2013), les granulats en contact de la pâte de ciment peuvent être

réactifs ou neutres. Les granulats siliceux par exemple sont considérés neutres. Ils ne

réagissent pas avec la pâte de ciment et n’ont pas de liaisons importantes avec la matrice

cimentaire. Les granulats calcaires au contraire présentent de fortes liaisons avec la pâte de

ciment et sont considérés comme réactifs.

Les granulats de quartzite (siliceux) présentent des caractéristiques relativement stables vis-

à-vis du feu. A partir de 573°C une transformation du quartz α en quartz β s’accompagne d’une

forte dilatation de 1 % à 5 % (Laneyrie 2014). Cette variation de structure cristalline dans les

granulats peut provoquer une instabilité thermique lors du chauffage. Les travaux de

Mindeguia (Mindeguia 2009) et de Xing (Xing 2011) ont montré un éclatement du granulat

silex entre 110°C et 450°C. Cet endommagement précoce du silex peut être dû à la présence

d’eau piégée dans les micropores ou d’eau provenant de la deshydroxylation des groupes

silanols du quartz cryptocristallin.

Les granulats calcaires présentent un comportement thermique stable jusqu’à une

température de 600°C. Au-delà de cette température, la décarbonatation de la calcite a lieu :

CaCO3 → CaO + CO2. Lors du refroidissement, le CaO peut réagir avec l’humidité de l’air pour

donner de la Portlandite Ca(OH)2. La formation de cette nouvelle Portlandite avec un volume

supérieur à celui du granulat initial, créé des nouvelles fissurations dans le béton.

3.3 Déformation thermohydrique libre du béton

La déformation thermique libre du béton dépend de sa composition, de la nature des

granulats et de différentes transformations physico-chimiques, qui ont lieu durant le

chauffage.

Lors du chauffage, la pâte de ciment subit deux phases : la phase d’expansion et ensuite la

phase de retrait. Les travaux de Menou (Menou 2004) et Hager (Hager 2004) montrent une

29

dilatation de la pâte de ciment entre 20°C et 150°C. Cette phase de dilatation initiale de la

pâte de ciment est attribuée aux mouvements cinétiques moléculaires qui s’ajoutent à la

pression développée par une diminution de la tension superficielle de l’eau lors de la

sollicitation thermique (Menou 2004). Au-delà de cette plage de température, la pâte de

ciment présente un retrait très important lié au départ de l’eau contenue dans le matériau.

Les granulats ont un comportement différent. La nature minéralogique influence

significativement l’expansion thermique des granulats. La comparaison des déformations

thermiques de bétons formulés avec différents granulats, menée par Pista (Piasta 1989),

montre que le coefficient de dilatation thermique du béton dépend de celui des granulats. La

déformation du béton est caractérisée par une expansion volumique non linéaire dépendante

de la température. Après 150°C, la pâte de ciment se rétracte. L’évolution opposée des

granulats et de la pâte de ciment provoque à l’interface pâte-granulats des incompatibilités

de déformations qui génèrent des contraintes de traction au sein de la pâte de ciment et des

contraintes de compression au niveau des granulats. La Figure 3 présente l’évolution de

dilatation thermique apparente de la pâte de ciment et des granulats en fonction de la

température.

Les travaux de Kodur (Kodur 2014) sur le béton ordinaire montrent une augmentation de la

déformation thermique de 1,3 % à 700°C. L’auteur explique cette augmentation par

l’expansion thermique des granulats et le retrait de la pâte de ciment au sein du béton. Il est

intéressant de noter que la déformation thermique libre du béton reste constante de 700°C à

1000°C.

Figure 3 Evolution du coefficient de dilatation thermique apparent de la pâte de ciment et des granulats en fonction de la température (Al Nahhas 2004)

30

3.4 Evolution des propriétés physiques

Les phénomènes entrainés par la variation de température ont des conséquences sur les

propriétés de transfert du béton. La perméabilité et la porosité évoluent sous l’effet de la

température. Multiples travaux ont démontré l’augmentation de ces deux paramètres après

l’exposition du béton à hautes températures (Noumowé 1995), (Kalifa, Chéné, and Gallé

2001), (Menou 2004), (Hager 2004), (Zeiml et al. 2006), (Choinska 2006), (Mindeguia 2009).

Les interactions entre les propriétés physiques et mécaniques sont évidentes, par exemple, la

croissance de la porosité et de la perméabilité induit, dans la majorité des cas, une diminution

de résistance mécanique du matériau.

Perte de masse

Lors du chauffage, le béton perd de la masse essentiellement à cause du départ de l’eau libre

et liée contenue dans les pores et les hydrates et à la décarbonatation. La Figure 4 présente

l’évolution de la perte de masse de différentes compositions de béton avec et sans fibres de

polypropylène au cours du chauffage (Hager 2004). Il est important de noter que les limites

de température varient suivant les auteurs.

Porosité

Différentes études ont été réalisées sur la variation de la porosité de béton en fonction de la

température. Les travaux sur les bétons ordinaires, les bétons à hautes performances, les

bétons autoplaçants ont montré une augmentation progressive de la porosité de ces bétons

Figure 4 Pertes de masse des bétons déterminées durant le chauffage de 20°C à 600°C à la vitesse de 1°C/min. Les points indiquent la valeur de la teneur en eau obtenu par séchage à 105°C (Hager 2004)

31

en cours de l’élévation de la température. La Figure 5 regroupe les études réalisées par

Tsimbrovska (Tsimbrovska 1997) et Fares (Fares 2009) sur l’évolution de la porosité à l’eau en

fonction de la température. Les travaux de Tsimbrovska (Tsimbrovska 1997) portent sur un

BO (36 MPa) et un BHP (110 MPa) soumis à un chauffage à 0,2 °C/min. A la température de

200°C, l’auteur observe une augmentation de 0,9 % et 1,8 % de porosité pour le BO et le BHP

respectivement. Fares (Fares 2009) a testé les bétons autoplaçants (BAP) (54 MPa), les bétons

vibrés (41 MPa) à un chauffage à 1°C/min jusqu’à 600°C. L’auteur a constaté que la porosité

augmente, quel que soit le béton (BO, BHP ou BAP). La décomposition des hydrates induit une

faible évolution de la perméabilité qui augmente surtout au-delà de 400°C lorsque l’interface

pâte-granulat fissure sous l’action des déformations thermiques différentielles.

Les études faites par Mindeguia (Mindeguia 2009), Xing (Xing et al. 2011), Niry Razafinjato

(Niry Razafinjato et al. 2014) sur le comportement des granulats montrent que la présence

des granulats de silex influence beaucoup

la porosité entre 20°C et 600°C. En effet,

dans le cas des bétons de granulats de silex,

la plus forte augmentation de porosité est

liée à l’instabilité thermique des silex.

Dans le cadre du projet national BHP 2000

(BHP 2000), la porosité des bétons

contenant des fibres de polypropylène a

été étudiée. Les auteurs constatent une

porosité supplémentaire des bétons

contenant 1,75 et 3 kg de fibres de Figure 6 Porosité résiduelle à l'eau en fonction du dosage en

fibres et de l’évolution de température, (BHP 2000)

Figure 5 Evolution de la porosité de différents bétons en fonction de la température ((Tsimbrovska 1997), (Fares 2009))

0

5

10

15

20

25

30

0 100 200 300 400 500 600

Po

rosi

té (

%)

Température (°C)

BO (36 MPa) (Tsimbrovska,1997)

BHP (110 MPa)(Tsimbrovska, 1997)

BAP 40 (54MPa) (Fares,2009)

BV 40 (41 MPa) (Fares, 2009)

BAP 25 (37 MPa) (Fares,2009)

32

polypropylène. Cette porosité est liée aux transformations que subissent les fibres (Figure 6).

D’autres auteurs ((Hager 2004), (Haniche 2011)) ont aussi remarqué que l’addition de fibres

de polypropylène favorise une porosité supplémentaire qui évolue avec le dosage en fibres.

Pliya (Pliya 2010) a mené une étude comparative de bétons sans fibres (C3 : 70 MPa), de

bétons contenant 1, 1,5 et 2 kg/m3 de fibres de polypropylène (CP3 -1 : 68 MPa, CP3-1,5 : 86

MPa et CP3-2 : 79 MPa), de bétons contenant 30 et 40 kg/m3 de fibres métalliques et de

bétons de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CSP3-30x1 : 74 MPa, CSP3-30x2 :

73 MPa, CSP3-40x1 : 80 MPa et CSP3-40x2 : 77 MPa). Les résultats de porosité à l’eau après

séchage à 60°C et chauffage à 450°C à la vitesse de 1°C/min indiquent que les bétons de fibres

métalliques génèrent peu de porosité supplémentaire par rapport aux bétons de référence et

contrairement aux bétons de fibres de polypropylène.

Il existe peu de résultats de recherche sur la porosimètrie au mercure des bétons chauffés. Le

projet BHP 2000 (BHP 2000) présente une comparaison de la porosité accessible à l’eau et

mesurée par injection de mercure pour différents bétons en fonction de la température

(Figure 7). Les auteurs constatent que la porosité à l’eau évolue très peu avec la température

(augmentation de 2,3 % pour le M 30 C et de 0,9 % pour M 100 C entre 105°C et 400°C). Il est

intéressant de noter que les mesures de la porosité à l’eau sont supérieures à celles de la

porosité mesurée par intrusion de mercure.

Figure 7 Porosité à l’eau et au mercure (MIP), (BHP 2000)

33

Perméabilité au gaz

Les transformations physiques et chimiques, les variations dimensionnelles au sein du béton

augmentent la connectivité du réseau poreux et donc la perméabilité. Tsimbrovska

(Tsimbrovska 1997) a réalisé des essais

de perméabilité au gaz sur des

mortiers, BO et BHP (Figure 8). Les

résultats obtenus ont mis en évidence

que la perméabilité résiduelle au gaz,

mesurée après refroidissement,

qu’elle soit intrinsèque ou apparente,

augmente avec la température (repris

de (Choinska 2006)). Cette

augmentation est attribuée à

l’endommagement de la matrice dû à

la déshydratation et à l’augmentation

de la taille des pores capillaires.

Choinska et al. (Choinska et al. 2007)

ont établi le lien entre l’endommagement,

la perméabilité et la température (à 20°C,

105°C et 150°C) (Figure 9). Nous pouvons

supposer que l’évolution globale de la

perméabilité suit une loi : k = f

(endommagement) g (température).

L’augmentation de la perméabilité est due à

la température et l’endommagement

mécanique qui s’exprime en deux fonctions

(f et g), qui reflètent chaque contribution

séparément. L’évolution de perméabilité

avec la température est quasiment la

même, quel que soit le dommage considéré.

Ozawa et al. (Ozawa and Morimoto 2014) ont réalisé des essais de perméabilité sur des

éprouvettes de Ø 50 mm x 100 mm (72,5 MPa) contenant 0,15 % du volume des fibres de

polypropylène. Les essais ont été réalisés à 200°C et 500°C. La perméabilité résiduelle des

bétons de fibres de polypropylène est multipliée par 12 à 500°C par rapport aux bétons de

référence (Figure 10). Les auteurs attribuent cette augmentation à la fusion et évaporation

des fibres de polypropylène.

Figure 8 Evolution de la perméabilité intrinsèque avec la température de mortiers et de bétons ordinaires (MO, BO) et hautes performances

(MHP, BHP), (Tsimbrovska 1997)

Figure 9 Evolution de l’accroissement de la perméabilité intrinsèque en fonction de la température et de

l’endommagement de l’éprouvette, (Choinska et al. 2007)

34

3.5 Evolution des propriétés thermiques du béton à hautes températures

Les propriétés thermiques (la conductivité thermique, la diffusivité thermique et la chaleur

massique) influencent la répartition de la température au sein du béton.

Conductivité thermique

La conductivité thermique est la capacité d’un matériau à conduire la chaleur. Cette aptitude

du matériau béton est fortement liée à la nature des granulats utilisés et sa teneur en eau.

D’une manière générale, la conductivité thermique du béton baisse avec la montée en

température.

Dans une structure cristalline où la conduction thermique est régie par les vibrations des

atomes (phonons), quand la température croît, la conductivité thermique diminue. Ceci est lié

à la diminution du libre parcours moyen des phonons. En effet, à hautes températures, le

nombre total de phonons excités est proportionnel à T et les collisions entre phonons

augmentent. Le libre parcours moyen des phonons varie donc proportionnellement à 1/T. Il

en est de même pour la conductivité thermique. Par ailleurs, les modifications physiques et

chimiques que subit le béton pendant le chauffage se traduisent aussi par une diminution de

conductivité thermique. La création de vides (augmentation de la taille des pores et

fissuration) et le départ progressif de l’eau (sous toutes ses formes) qui est un bon conducteur

thermique contribuent à la perte de conductivité thermique du béton avec l’augmentation de

la température (Bonnelle et al. 2010).

La conductivité thermique du béton dépend de celles de chacun de ses constituants selon des

lois de mélanges plus complexes que celle retenue pour la chaleur spécifique. En particulier,

ces lois de mélange prennent en compte la distribution spatiale des constituants en plus des

proportions volumiques de chacun (Xing 2011). La conductivité thermique des bétons dépend

essentiellement des granulats utilisés : en particulier les bétons avec des granulats contenant

du quartz ont une conductivité thermique plus importante que les bétons de granulats

Figure 10 Perméabilité intrinsèque du béton en fonction du traitement thermique et du dosage en fibres de polypropylène, (Ozawa et al. 2011)

Béton de 0,15 % de

fibres de

polypropylène

Béton de

référence

35

calcaires (Bazant and Kaplan 1997). Mindeguia (Mindeguia 2009) a cependant montré que ce

résultat n’est toutefois pas généralisable pour l’ensemble des granulats siliceux. Les

conductivités thermiques de bétons de granulats calcaires et silico-calcaires composés à 70 %

de silex présentant des valeurs voisines de conductivité thermique. Les résultats de Xing (Xing

2011) ont mis en évidence l’influence de la taille des grains de silice sur la valeur de la

conductivité à 20°C et son évolution avec la température. Ainsi la conductivité du quartz

macro cristallin bien cristallisé est plus élevée à température ambiante, mais diminue plus

rapidement avec la température que celle de la silice sous forme microcristalline moins bien

cristallisée telle que l’on peut la rencontrer dans les granulats de silex. Parmi les bétons de

classe C40 testés par (Xing 2011), les conductivités thermiques du béton à 20°C varient entre

3,1 W/m°C pour les bétons de granulats de quartzite (100 % quartz macro cristallin) et 1,6

W/m°C pour les bétons de granulats calcaires et de silex. Ces conductivités augmentent

d’environ 0,2 W/m°C pour des BHP. Cependant, cet écart entre bétons de différents granulats

diminue assez rapidement avec la température, car la diminution de la conductivité est

d’autant plus importante que le granulat est conducteur à température ambiante.

La Figure 11 présente l’évolution de la conductivité thermique d’un béton autoplaçant durant

le chauffage et le retour à température ambiante. Lors de la montée en température, la

conductivité descend progressivement de 20°C à 120°C, ensuite elle chute jusqu’à 300°C et

ralentit entre 300°C et 600°C. Au refroidissement, la valeur de la conductivité est stable

(d’environ 1,2 W/mK). Une telle stagnation de la conductivité entre 600°C et 20°C permet de

conclure que les réactions physico-chimiques, ayant lieu au sein du béton lors du chauffage,

sont irréversibles.

D’autres auteurs comme Ödeen ((Ödeen and Nordström 1972) rapporté par (Jansson 2004))

montrent un gain de la conductivité thermique lors du refroidissement.

Haniche (Haniche 2011) a mené des travaux sur des bétons à hautes performances contenant

des fibres de polypropylène à diverses proportions (0,5 kg/m3 ; 1 kg/m3; 2 kg/m3). La Figure

12 (a) montre l’évolution de la mesure de conductivité thermique résiduelle après le chauffage

Figure 11 Evolution de la conductivité thermique d'un béton autoplaçant en fonction de la température, (Jansson 2004)

36

à la vitesse de 1°C/min. Les résultats montrent une baisse de la conductivité thermique, quelle

que soit la proportion de fibres de polypropylène. Le faible impact sur la conductivité peut

s’expliquer par la faible proportion de fibres contenues dans le béton. La Figure 12 (b)

présente la comparaison de la perte de la conductivité thermique à chaud et en résiduel. Les

baisses (15 %) de conductivité sont plus importantes en résiduel qu’à chaud (6 %) et 105°C.

Chaleur massique et capacité thermique volumique

La chaleur spécifique exprime la quantité de chaleur par unité de masse, nécessaire pour

augmenter la température du matériau d’un degré. La chaleur massique du béton dépend de

la teneur en eau, du type de granulats et de sa densité. La chaleur spécifique augmente d’une

manière générale avec la température. Kodur (V. Kodur and Sultan 1998) et Schneider

(Schneider 1988) ont montré que cette évolution dépend des différentes réactions

endothermiques. Lors du traitement thermique, la chaleur spécifique sera fortement modifiée

par le départ de l’eau libre, la déshydratation des CSH et la décomposition de la Portlandite.

L’Eurocode 4 (EUROCODE 4 1994) propose une évolution polynomiale du second degré en

fonction de la température pour un béton séché, avec un pic de chaleur spécifique entre 100

et 200°C caractérisant le changement de phase de l’eau contenue dans le béton.

Eurocode 4 : C= 900 + 80 (𝜃/120) – 4 (𝜃/120)2 (J/kgK) pour 20°C ≤ 𝜃 ≤ 1200°C

La chaleur massique de béton varie entre 840 J/kg.K et 1800 J/kg.K selon les granulats (Kodur

2014). La Figure 13 présente les résultats de la variation de la chaleur spécifique pour les

bétons ordinaires en fonction de la température. Ces résultats sont basés sur les données de

l’ASCE (American Society of Civil Engineers), de l’Eurocode 2 ((EUROCODE 2 2004) et de Kodur

(V. R. Kodur and Sultan 1998). La chaleur massique reste constante jusqu’à 400°C et ensuite

varie légèrement entre 400°C et 700°C. A partir de 700°C, cette grandeur augmente fortement

et redescend vers 800°C. La chaleur massique augmente légèrement pour les bétons de

Figure 12 Conductivité thermique résiduelle (a) et la perte de conductivité thermique à chaud et en résiduel (b) en fonction de la température (Haniche 2011)

(b) (a)

37

granulat siliceux et fortement à partir de 600°C pour les bétons de granulats calcaires en

relation avec la réaction de décarbonatation fortement endothermique.

Khaliq et al. (Khaliq and Kodur 2011) ont déterminé la capacité volumique de bétons

autoplaçants par la technique de « Hot Disk TPS 2500S ». Quatre formulations de bétons

autoplaçants (BAP) ont été testées : les BAP sans fibres (SCC), les BAP contenant 42 kg/m3 de

fibres métalliques (SCC-S), les BAP contenant 1 kg/m3 de fibres de polypropylène (SCC–P) et

les BAP de cocktail de 42 kg/m3 de fibres métalliques et de 1 kg/m3 de fibres de polypropylène.

Les résultats montrent une évolution quasi constante de la chaleur spécifique au début du

chauffage entre 20 et 400°C à la vitesse de chauffage de 2°C/min (Figure 14). De 400°C à 700°C,

la chaleur massique évolue progressivement et ralentit entre 700°C et 800°C pour tous les

bétons mis, à part SCC-S et SCC-P. La chaleur massique des bétons SCC-P décroit après 600°C.

Les auteurs attribuent cette décroissance à la vaporisation des fibres de polypropylène, par

conséquent le béton nécessite

moins de chaleur pour monter en

température. Les bétons SCC-S ont

la plus grande capacité à stocker

l’énergie parmi tous les bétons

pour les températures comprises

entre 650 et 800°C. Les auteurs

expliquent cela par la

microstructure dense et par la

faible perméabilité des SCC-S, qui

nécessitent de la chaleur

supplémentaire afin de convertir

l’eau en vapeur.

Figure 14 Evolution de la capacité volumique de BAP en fonction de la température, (Khaliq and Kodur 2011)

Figure 13 Variation de la chaleur spécifique du BO en fonction de température (Kodur 2014)

38

Diffusivité thermique

La diffusivité représente la vitesse à laquelle la chaleur se propage dans les couches du

matériau. Elle est fonction de la conductivité thermique, de la chaleur massique et de la masse

volumique du matériau.

L’évolution de la diffusivité thermique est fortement influencée par les différentes

transformations physico-chimiques du béton lors du chauffage. Différentes études ont été

réalisées sur l’évolution de la diffusivité thermique du béton ((Xing 2011), (Haniche 2011),

(Nguyen 2013)). Elles montrent que la diffusivité thermique est de l’ordre de 1 mm2.s-1 à

température ambiante. La Figure 15 présente des résultats expérimentaux issus de la

littérature.

La baisse de la diffusivité est liée à la baisse de la conductivité et à l’augmentation de la chaleur

spécifique pour les raisons évoquées dans les paragraphes précédents.

Haniche (Haniche 2011) a remarqué qu’en rajoutant 1 kg/m3 ou 2 kg/m3 de fibres de

polypropylène, la perte de diffusivité thermique est retardée (Figure 15).

Globalement, d’après la Figure 15, la diffusivité des BO est plus faible que celle des BHP.

3.6 Evolution des propriétés mécaniques du béton

La sollicitation thermique sur le béton provoque une diminution graduelle des propriétés

mécaniques, qu’elles soient mesurées à chaud ou à froid. Les pertes de résistance varient en

fonction de la température, de la vitesse de montée en température et du type de béton. Les

principales caractéristiques mécaniques présentées sont la résistance à la compression, la

résistance à la traction et le module d’élasticité.

Figure 15 Diffusivités thermiques de différents bétons en fonction de la température, (Mindeguia 2009), (Xing 2011), (Nguyen 2013), (Haniche 2011)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 50 100 150 200 250 300

Dif

fusi

vité

th

erm

iqu

e (m

m2

/s)

Température (°C)

B 40 SC (Mindeguia 2009)

BO-SC (Xing, 2011)

BHP-SC (Xing, 2011)

B1 (Nguyen, 2013)

B2 (Nguyen, 2013)

BHP 0,5 (Haniche, 2011)

BHP 1 (Haniche, 2011)

BHP 2 (Haniche, 2011)

39

Résistance à la compression

Pour caractériser un béton, il est nécessaire de connaitre sa résistance à la compression.

Généralement, une baisse de la résistance à la compression est observée au cours du

chauffage.

De nombreux essais montrent une diminution de la résistance à la compression du béton

entre 20 et 80°C. Khoury (Khoury 1992) suppose que cette baisse de résistance résulte de la

réduction des forces de cohésion Van der Walls entre les feuillets de CSH qui conduirait à la

formation de groupes silanol (Si-OH--HO-Si). Ces groupes présentent des forces de liaison plus

faibles que les groupements siloxane (Si-O-Si). Ensuite, à partir de 80°C, le processus de

séchage induit la réaction suivante : Si-OH--HO-Si → Si-O-Si+H2O↑ et provoque un

accroissement des forces de surface entre les particules de gel de CSH qui assurent la

résistance de la pâte de ciment. En dépassant le seuil de 300°C, le béton ne contient plus d’eau

et la résistance baisse progressivement sous l’effet de la température.

Plusieurs études regroupent en deux zones le comportement résiduel du béton à la

compression :

De la température ambiante à 250°C (400°C) : une légère baisse, un maintien

ou une augmentation de résistance est observée (Bilodeau, Kodur, and Hoff 2004),

(Kanema 2007), (Phan 2008).

De 250°C (400°C) à 600°C : une chute de la résistance à la compression est notée

(Hager 2004), (Pliya 2010).

La variation des propriétés mécaniques des bétons évolue différemment selon que l’essai soit

réalisé à chaud ou à froid (essai résiduel). La Figure 16 présente une évolution de la résistance

à la compression relative du

même béton à chaud et à

froid. Nous constatons que la

résistance à chaud est

supérieure à la résistance

résiduelle pour toutes les

températures après 150°C.

Ceci peut être expliqué par un

endommagement

supplémentaire du béton au

cours du refroidissement

(réhydratation de la chaux,

décomposition des granulats,

changement du signe de gradient thermique) (Hager and Pimienta 2004).

Figure 16 Evolution de la résistance à la compression d'un béton en fonction du type d'essai (à chaud ou à froid), (Hager and Pimienta 2004)

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650

fcT/

fc2

0°C

(%

)

T (°C)

A chaud Residuel

40

Les courbes d’évolution de résistance à la compression en fonction de la température,

proposées par l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), sont présentées sur la Figure 17. Les courbes

de l’Eurocode 2 se basent sur deux types de granulats : calcaires et siliceux et concernent les

bétons ordinaires (BO) et les bétons à hautes performances (BHP). Les BO (calcaires) se

comportent mieux au feu que les BHP (C80/95).

Behnood (Behnood and Ghandehari 2009) a testé les bétons de fibres de polypropylène avec

des dosages de 1 kg/m3; 2 kg/m3; 3 kg/m3 (Figure 18). Les résultats ont montré une légère

amélioration de la résistance à la compression des bétons fibrés par rapport aux bétons de

référence. Le dosage de 2 kg/m3 présente les meilleures performances mécaniques de 200 à

600°C. L’auteur préconise le dosage de 2 kg/m3 comme un optimum parmi les trois dosages

testés. Les résultats de Khaliq (Khaliq and Kodur 2011) et de Behnood (Behnood and

Ghandehari 2009) sur les bétons de fibres de polypropylène (1 kg/m3) n’ont pas montré

d’amélioration significative de la résistance à la compression avec l’évolution de température.

Il est possible que l’incorporation de fibres de polypropylène génère des porosités

supplémentaires lors du traitement thermique du béton et réduit la résistance à la

compression. De plus, les fibres métalliques (42 kg/m3) et le cocktail de fibres (42x1 kg/m3)

n’ont pas donné d’effet favorable vis-à-vis de la résistance à la compression (Khaliq and Kodur

2011).

Figure 17 Courbes de la variation de la résistance à la compression selon les textes de l'Eurocode 2, (EUROCODE 2 2004)

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0 200 400 600 800 1000 1200

fcT°

/fc 2

0

T(°C)

BO (calcaires) BO (siliceux)

BHP (C55/67) BHP (C70/85)

BHP (C80/95) Annexe National (C60/80)

41

D’après Pliya (Pliya 2010), les différentes teneurs en fibres de polypropylène et métalliques

ne changent pas la cinétique de la perte de résistance à la compression (Figure 18). Il est

important de souligner, qu’il ne suffit pas d’additionner le comportement des bétons de fibres

de polypropylène et celui des bétons de fibres métalliques aux mêmes dosages afin d’obtenir

le comportement à hautes températures des bétons de cocktail de fibres.

Résistance à la traction

Lors des incendies, des microfissurations apparaissent sur les parties sous tension de la

structure. Une résistance élevée à la traction permet de limiter les dommages structurels de

l’élément en limitant la propagation des fissurations notamment lorsque le processus

d’écaillage est entammé.

Comme dans le cas de la résistance à la compression, les résultats de la littérature affirment

que la résistance à la traction résiduelle des bétons diminue sous le traitement thermique

(Noumowé 1995), (Chan, Peng, and Anson

1999b), (Chen and Liu 2004), (S. L. Suhaendi

and Horiguchi 2006), (Aydin, Yazici, and

Baradan 2008), (Haniche 2011).

Kanema (Kanema 2007) a étudié l’évolution

de la résistance à la traction résiduelle sur

des bétons de différents dosages en ciment

(B325 (fc = 39 MPa), B350 (fc = 45 MPa),

B400 (fc = 53 MPa), B450 (fc = 60 MPa) et

B500 (fc = 72 MPa) (Figure 19) . Les bétons à

faible rapport E/C (B450 et B500) présentent

0

20

40

60

80

100

120

0 200 400 600 800

fc(T

)/fc

(20

) (%

)

Température (°C)

Créf (Behnood, 2009)

CPP-1 (Behnood, 2009)

CPP-2 (Behnood, 2009)

CPP-3 (Behnood, 2009)

CPPS 30x1 (Pliya, 2010)

CPPS 30x2 (Pliya, 2010)

CPPS 40x1 (Pliya, 2010)

CPPS 40x2 (Pliya, 2010)

BAP (Khaliq, 2011)

BAP-PP 1 (Khaliq, 2011)

BAP-S 42 (Khaliq, 2011)

BAP-PPS 42x1 (Khaliq, 2011)

Figure 18 Evolution de la résistance résiduelle relative à la compression de bétons de fibres métalliques, de polypropylène et de cocktail de fibres métalliques et polypropylène

Figure 19 Evolution de la résistance résiduelle relative à la traction des bétons chauffés, (Kanema 2007) (vitesse de chauffage est de 1°C/min)

42

une réduction plus importante de leur résistance à la traction comparativement au béton à

fort rapport E/C (B325). La diminution de la résistance résulte d’une déstructuration de la

matrice cimentaire et plus particulièrement de la déshydratation de l’auréole de transition

avec l’augmentation de la température. L’auteur conclut que la baisse de la résistance à la

traction résiduelle des bétons dépend du rapport E/C initial et de la sollicitation thermique

imposée.

Sur la Figure 20 nous avons collecté plusieurs résultats de résistance à la traction résiduelle

par fendage des bétons de référence et des bétons fibrés.

Chen et al. (Chen and Liu 2004) ont testé la résistance à la traction par fendage des bétons à

hautes performances (HSC) contenant des fibres de polypropylène (HSC-P), des fibres de

carbone (HSC-C), des fibres métalliques (HSC-S) et trois cocktails de fibres métalliques (S),

carbone (C) et polypropylène (P) (HSC-C-S, HSC-C-P et HSC-S-P) (Figure 20). La résistance à la

compression des bétons sans fibres à 28 jours était de 82 MPa. Les bétons de fibres de

polypropylène (0,6 % en volume) montrent une amélioration de la résistance résiduelle à la

traction d’environ 20 % par rapport aux bétons sans fibres pour les températures de 600 et

800°C. En ce qui concerne les bétons de fibres métalliques, les auteurs trouvent que la fraction

volumique de 1 % (78 kg/m3) de fibres métalliques génère une amélioration de 40 % de la

résistance résiduelle relative à une température de 400°C. A la température de 800°C, cette

amélioration atteint 30 %.

D’après les résultats décrits par Suhaendi (S. L. Suhaendi and Horiguchi 2006) les fibres

métalliques ont une forte influence sur la résistance à la traction résiduelle. Pour deux

compositions de bétons contenant un même volume de cocktail de fibres, les auteurs

observent une résistance résiduelle relative à la traction de 72 % pour la composition

contenant 0,5 % de fibres métalliques et 49 % pour la composition avec 0,25 % de fibres

métalliques.

Figure 20 Différents résultats de la résistance à la traction résiduelle relative

0

2

4

6

8

10

12

14

0 200 400 600 800

fc(T

)/fc

(20

) (%

)

Température (°C)

NSC (Chan, 1999)HSC-1 (Chan, 1999)HSC 2 (Chan, 1999)HSC (Chen, 2004)HSC-C (Chen, 2004)HSC-P (Chen, 2004)HSC-C-S (Chen, 2004)HSC-C-P (Chen, 2004)HSC-S-P (Chen, 2004)Plain (Suhaendi, 2006)P6-0,25 (Suhaendi, 2006)P6-0,5 (Suhaendi, 2006)P30-0,25 (Suhaendi, 2006)P30-0,5 (Suhaendi, 2006)S30-0,25 (Suhaendi, 2006)S30-0,5 (Suhaendi, 2006)HY-A (Suhaendi, 2006)HY-B (Suhaendi, 2006)

43

Module d’élasticité

Le module d’élasticité d’un béton dépend de la proportion de granulats et de la matrice

cimentaire ainsi que du module d’élasticité de chaque constituant.

Noumowé (Noumowé 1995) a présenté l’évolution des modules d’élasticité résiduels par

rapport au module initial de BO et BHP. Une baisse de module est remarquée pour les deux

bétons (BO et BHP). A 500°C, le BO garde seulement 48 % de son module initial, tandis que le

BHP est à 54 %. Il est intéressant de noter que pour la température de 150°C, la valeur relative

du BO (90 %) est supérieure à celle du BHP (83 %).

Les résultats de modules d’élasticité mesurés à chaud sont peu nombreux. Hager (Hager 2004)

a réalisé des essais à chaud avec des bétons de différents rapports E/C (0,3 ; 0,4 ; 0,5) (Figure

21 (a)). Une diminution progressive et monotone de module d’élasticité est observée, ainsi

l’auteur a constaté que le départ d’eau n’influence pas le module, contrairement aux résultats

de la résistance à la compression. A 120°C la perte de résistance est de 20 %, tandis qu’à 600°C

la baisse est déjà d’environ 80 %.

En comparant l’évolution de module d’élasticité à chaud et à froid (Figure 21 (b)), nous

constatons que le module décroit dans les deux cas et présente une plus forte diminution dans

le cas de module résiduel. D’après Hager (Hager 2004), cette différence peut être expliquée

par différents processus au cours de refroidissement : le gradient thermique inversé, l’absence

de la déformation thermique transitoire (relaxation des contraintes entre la pâte et les

granulats) et l’augmentation de volume consécutive à la réhydratation de la chaux.

L’incidence des fibres métalliques et de polypropylène sur le module résiduel des bétons a été

étudiée par plusieurs auteurs.

Figure 21 Evolution de modules d'élasticité apparents déterminé "à chaud" en fonction de différentes températures (a), évolution du module d'élasticité apparent obtenu "à chaud" et "résiduelles" sur le béton de fibres de polypropylène (0.9

kg/m3) (b), (Hager 2004)

(a) (b)

44

Kanéma (Kanema 2007) a noté que le module d’élasticité diminue de manière continue à

partir du cycle de 150°C. L’auteur remarque une baisse de plus de 98 % de la rigidité initiale à

un chauffage de 600°C.

Lau (Lau and Anson 2006) a étudié l’influence de l’ajout de 1 % (78 kg/m3) de fibres métalliques

(Figure 22). Des bétons de résistances à la compression de 39 MPa (M1), 53 MPa (M2) et 99

MPa (M3) ont été chauffés aux paliers de 105°C, 200°C, 300 °C, 400°C, 600°C, 800°C, 1000°C,

1100°C et 1200°C à une vitesse de 5°C/min jusqu’à 600°C puis de 4°C/min au-delà. L’auteur ne

distingue pas d’impact important des fibres métalliques avant 400°C et au-delà de 800°C.

Sideris et al. (Sideris, Manita, and Chaniotakis 2009) ont mesuré les modules d’élasticité

résiduels sur différents bétons. La Figure 23 présente une évolution de module d’élasticité

relatif de bétons ordinaires (NSC) et de bétons à hautes performances (HPC1 et HPC2), de

bétons contenant des fibres métalliques (SFR) et de bétons avec ajout de fibres de

polypropylène (PFR) en fonction de la température. Le dosage de fibres métalliques et de

fibres de polypropylène est de 40 kg/m3 et 5 kg/m3 respectivement. La teneur en eau des

éprouvettes varie de 3 % à 4 %. Les résultats des essais à hautes températures (la vitesse de

chauffage est de 5°C/min, le palier est de 1h) ont montré que les bétons à hautes

performances sont plus sensibles à l’écaillage que les bétons ordinaires. L’addition des fibres

métalliques ne ralentit pas la perte de module. Au contraire, après 500°C, les fibres

métalliques ne semblent présenter aucun apport supplémentaire à la résistance du béton.

L’effet négatif des fibres de polypropylène sur l’évolution des propriétés mécaniques du

béton, notamment le module d’élasticité, est remarqué par les auteurs. La diminution linéaire

des modules d’élasticité est observée jusqu’à 300°C. Seuls les bétons de fibres de

polypropylène n’ont pas subi l’écaillage.

Figure 22 Module d'élasticité statique résiduel en fonction de température, (Lau and Anson 2006)

45

Xing (Xing 2011) a noté que les performances mécaniques résiduelles des bétons dépendent

fortement de la nature du granulat après 300°C. Les bétons de granulat silex présentent la

fissuration la plus marquée et par conséquent une importante perte de résistance mécanique

entre 300°C et 600°C. Pour le béton de granulat calcaire, la décarbonatation de la calcite (entre

600°C et 750°C) génère la dégradation des propriétés mécaniques dès 600°C.

La Figure 24 résume le lien entre les modifications physiques, chimiques et dimensionnelles

du béton au cours du chauffage et ses pertes de performances mécaniques (Pliya 2010). Lors

de la sollicitation thermique, la pâte de ciment subit dans un premier temps une dilatation

jusqu’à 150°C - 200°C puis une contraction importante jusqu’au-delà de 600°C due

essentiellement au départ de l’eau libre puis de l’eau chimiquement liée. Les granulats

subissent durant le chauffage une importante expansion volumique non proportionnelle à la

température. Une expansion importante de la plupart des granulats a lieu autour de 550°C.

Ceci est lié aux modifications chimiques et cristallines de la matrice. Cette incompatibilité de

déformations entre la pâte et les granulats provoque des endommagements supplémentaires

du béton (l’apparition de fissurations dans la matrice, transgranulaires et interface

pâte/granulats). Au final, l’incompatibilité des déformations entre la pâte et les granulats

amène à la dégradation des performances mécaniques du béton. La résistance à la

compression du béton chauffé diminue progressivement jusqu’à 300°C et ensuite chute

brusquement au-delà de 300°C. Le module d’Young montre une baisse progressive durant

tout le chauffage.

Figure 23 Evolution de module d'élasticité relatif résiduel en fonction de la température, (Sideris et al. 2009)

46

4 Instabilité thermique du béton

Le béton est considéré depuis longtemps comme un des meilleurs matériaux de construction

compte tenu, de la facilité de mise en œuvre, de sa meilleure résistance à la compression, de

sa durabilité. Malgré toutes ces performances, les incendies de tunnels et de bâtiments ont

montré le caractère instable et complexe du béton. Des études ont été menées pour

comprendre l’origine de ce phénomène et quels paramètres peuvent-y être associés.

4.1 Différentes formes d’instabilité thermique

Il est d’usage de distinguer sous le même terme de « spalling » deux différents modes

d’endommagement :

L’écaillage «progressive spalling » est un phénomène qui correspond à un

détachement de matière progressif et répétitif. Il est généralement caractérisé par

une perte de petits fragments de béton.

L’éclatement « explosive spalling » est un phénomène, caractérisé par la perte

brutale d’une partie de surface de béton. Les morceaux détachés sont volumineux

et peuvent engendrer la perte de capacité portante de la structure.

L’écaillage et l’éclatement du béton apparaissent dans les endroits les plus exposés au feu et

moins isolés.

Figure 24 Processus d’endommagement du béton en fonction de la température, (Pliya 2010)

47

L’endommagement thermique peut se présenter sous différentes formes (Jansson 2004) :

Eclatement de granulats (aggregate spalling) : ce type d’éclatement est

superficiel, causé par la dilatation thermique des granulats proches de la surface.

Eclatement de surface (surface spalling) : éclatement discoïdal violent,

probablement causé par la migration d’eau.

Eclatement d’angle (corner spalling) : écaillage non-violent des angles,

probablement causé par la migration d’eau, ainsi que par les contraintes thermiques.

Ecaillage explosif (expolsive spalling) : écaillage très violent, caractérisé par le

détachement de grands morceaux de béton (jusqu’à 1m2 environ) du parement exposé

au feu.

En raison de la nature complexe et multifactorielle de l'écaillage, plusieurs explications

théoriques ont été formulées. Toutefois, les causes de l’éclatement du béton ne sont pas

encore aujourd’hui parfaitement comprises.

4.2 Mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique

Deux théories principales permettent d’expliquer l’instabilité thermique du béton :

1) Hypothèse thermo-hydrique ((Harmathy 1965), (Anderberg 1997), (England

and Khoylou 1997), (BHP 2000), (Mindeguia 2009) et (Noguchi et al. 2010))

Cette hypothèse se base sur le transfert de masse dans le réseau poreux (air, vapeur, eau

liquide) qui génère de fortes pressions. En effet, lorsque la température augmente au sein du

matériau, la pression de vapeur d’eau (libre et liée) devient plus élevée à proximité de la face

chauffée. Le gradient de pression entraine non seulement l’évacuation d’eau vers la face

chauffée, mais aussi vers les zones plus froides. Lorsque la vapeur se concentre dans les zones

froides voisines, elle se condense. Ce processus se poursuit jusqu’au moment où une zone de

forte saturation « le bouchon hydraulique » rend la migration difficile. Le bouchon hydraulique

génère une augmentation de pression de vapeur de la zone chaude qui aboutit à l’apparition

de l’écaillage ou l’éclatement. D’après (Harmathy 1965), la présence de l’humidité dans le

béton génère une augmentation de pression et favorise l’augmentation du gradient

thermique suite à l’énergie nécessaire pour la vaporisation de l’eau liquide.

Les travaux de Mindeguia (Mindeguia 2009) ont démontré qu’en cas de sollicitation thermique

sévère, en termes de vitesse de chauffage et de température atteinte, le matériau est

endommagé plus rapidement, ce qui permet d’augmenter la porosité et de réduire fortement

les pressions de vapeur. Par contre, dans le cas de chauffage lent, la plus lente diffusion de

chaleur permet de « présécher » le matériau et donc d’homogénéiser la température au sein

du matériau ce qui limite les gradients thermiques. D’après Harmathy (Harmathy 1965) et

Kalifa (Kalifa et al. 2002) le « préséchage » du béton permet de réduire fortement les pressions

de vapeur dans les pores grâce à l’évacuation de l’eau libre du matériau. Bazant (Bazant and

48

Kaplan 1997) estime que les pressions de vapeur internes amorceront simplement l’ouverture

des fissurations.

2) Hypothèse thermo-mécanique ((Bazant and Kaplan 1997), (Ulm, Coussy, and

Bazant 1999), (Kalifa et al. 2001), (Msaad and Bonnet 2006))

Cette hypothèse explique la rupture à proximité de la surface par une augmentation des

contraintes de compression parallèles à la surface chauffée, qui sont générées par la dilatation

thermique empêchée. Ces contraintes de compression entraînent un écaillage ou un

éclatement par délaminage parallèle à la surface (Bazant and Kaplan 1997). Selon (Ulm et al.

1999) les contraintes de compression sont relâchées par une rupture fragile du béton, la

pression dans les pores ne jouant qu’un rôle secondaire initiateur de l’instabilité. De plus, au

cours du chauffage, les granulats se dilatent, tandis que la pâte de ciment se rétracte, générant

des contraintes thermiques importantes au sein du béton ((Bazant and Kaplan 1997), (Ulm et

al. 1999)).

Le phénomène d’écaillage parait être lié à des mécanismes complexes mettant en jeu des

processus couplés. Msaad (Msaad and Bonnet 2006)) a constaté que l’effet hydraulique et

l’effet mécanique aboutissent à des indicateurs d’endommagement du même ordre de

grandeur.

4.3 Facteurs favorisant l’instabilité thermique

Plusieurs paramètres et phénomènes peuvent influencer l’endommagement du béton

à hautes températures :

1) La nature des granulats : les granulats occupent environ 60 à 80 % du volume

du béton, leurs propriétés thermiques et notamment la conductivité thermique vont

fortement impacter la stabilité thermique du béton. Les travaux de Xing (Xing 2011)

sur le comportement de granulats de nature calcaire, quartzite et silico-calcaire ont

été réalisés à des températures allant de 150°C à 750°C à une vitesse de chauffage de

1°C/min. Xing a observé une forte instabilité des granulats de silex au-delà du

chauffage à 450°C. Le Tableau 1 présente le bilan d’endommagement des trois types

de granulats observés par Xing. L’auteur explique cette instabilité thermique par la

présence d’eau liée et groupements silanol internes (groupements OH qui sont liés

chimiquement aux atomes d’oxyde de silicium SiO2) dans la structure microcristalline

du silex.

49

Tableau 1 Comportement de granulats sous chauffage à 1°C/min (Xing 2011)

Silex (70 %)

(silico-calcaire)

Calcaire (99,5 %) Quartzite (91 %)

(siliceux)

Intacts

Intacts

Intacts

(sauf rougissement

léger et progressif

de la surface du

granulat

Eclatement d’un

quart des silex

noirs testés

Fissuration +

éclatement de la

plupart des silex

Blanchiment du

cœur des silex

Propagation du

blanchiment

jusqu’à la surface

de silex

Fissurations des

granulats,

blanchiment de

leur surface

(décarbonatation

de calcite)

Niry Razafinjato (Niry Razafinjato et al. 2014) a mené une étude sur le comportement

de 21 granulats naturels siliceux et calcaires. Les cycles de chauffage/refroidissement

à la vitesse de 1°C/min à des températures allant de 150°C à 750°C ont été réalisés.

Des éclatements ont été notés systématiquement sur les granulats de silex entre

300 et 500°C et de façon plus aléatoire sur les basaltes. Les granulats calcaires

présentent peu de fissuration jusqu’à 600°C, mais au-delà le phénomène de

réhydratation de la chaux issue de leur décarbonatation, après refroidissement,

conduit à la décohésion du granulat.

2) L‘eau dans le béton est à l’origine de la formation de pressions internes, qui

peuvent générer son instabilité. Les travaux de Harmathy (Harmathy 1964) montrent

que l’éclatement n’apparait pas si le matériau est sec, même en condition de présence

d’un fort gradient thermique. L’Eurocode 2 préconise une valeur seuil de 3 % de teneur

en eau libre pour les bétons de C55/67 à C80/95, afin d’éviter l’éclatement (EUROCODE

2 2004). Toutefois, les instabilités thermiques ont été observées sur les éprouvettes

de bétons à hautes performances avec une teneur en eau libre inférieure à 3 %

(Shuttleworth 1997), (Jansson 2004) (Mindeguia 2009).

Chan et al. (Chan, Peng, and Anson 1999a) ont testé des cubes en béton de 100 mm3

au feu ISO. La résistance à la compression varie de 40 à 120 MPa avec un degré de

saturation du béton de 100 % à 0 %. Un granulat de granite de classe 10/20 mm a été

750 °C

600 °C

450 °C

150 °C

300 °C

50

utilisé. La Figure 25 indique que l’écaillage dépend de la résistance et du taux

d’humidité du béton : plus le taux d’humidité est élevé, plus la probabilité de l’écaillage

est forte.

Meyer-Ottens (rapporté par Jansson (Jansson 2004)) a étudié des bétons avec une

large gamme de teneurs en eau massiques (de 0,5 % à 7%). Il a constaté que, quelles

que soient les sollicitations thermiques appliquées, les éléments en béton de teneur

en eau inférieure à 3,3 % massique n’écaillent pas.

3) La vitesse de chauffage : le risque d’écaillage augmente avec l’augmentation de

vitesse de température. En effet, la vitesse élevée de chauffage provoque un fort

gradient thermique au sein de l’éprouvette, qui résulte en écaillage ou éclatement.

Khoury (Khoury 2000) n'a pas observé d’écaillage pendant le chauffage de cylindres de

60 mm de diamètre et 180 mm de hauteur à haute résistance (60-110 N/mm2) à une

vitesse de chauffage de 20-30°C/min jusqu’à 600°C.

4) Formulation du béton : les propriétés physiques (porosité, perméabilité) et

mécaniques (résistance à la compression) jouent un rôle important sur le

comportement du béton à hautes températures. On remarque que les bétons

caractérisés par un rapport eau/ciment ou liant faible sont plus sensibles à l’écaillage.

Leur structure dense et la faible perméabilité rendent difficile le transfert de fluides

durant le chauffage et génèrent des fortes pressions (liquide et vapeur). Anderberg

(Anderberg 1997) montre qu’un BHP caractérisé par un faible rapport Eau/Liant est

plus sensible à l’écaillage.

5) Taille et forme du corps d’épreuve : une influence d’échelle est notée sur le

comportement de diverses éprouvettes de béton. Kanema (Kanema 2007) a remarqué

que les éprouvettes cylindriques ∅ 16 x 32 cm sont plus sensibles à l’écaillage que les

éprouvettes cylindriques de dimensions ∅ 11 x 22 cm.

0

20

40

60

80

100

120

50 60 70 80 90 100

Fré

qu

en

ce d

'éca

illag

e (

%)

Taux d'humidité (%)

BHP 120

BO 40 ou BHP 60

BHP 70

BHP 110

Figure 25 Relation entre la fréquence d'écaillage et le taux d’humidité suivant la composition du béton, (Chan et al. 1999a)

51

En ce qui concerne la forme de la section, il est préférable d’avoir des surfaces

arrondies, sans angles, d’après Malhotra (Malhotra 1984), Delhomme (Delhomme and

Haniche 2012) et Nguyen (Nguyen 2013). Une forme sphérique des éprouvettes

permet de minimiser le gradient thermique (distribution symétrique des

températures).

6) Chargement mécanique : Kim et al. (Kim, Lee, and Kim 2013) ont testé des

bétons de 28 à 52 MPa au feu ISO de 1 h. Les éprouvettes Ø 100 x 200 mm ont été

préchargées de 0, 20 et 40 % de la valeur de résistance à 28 jours. Les résultats ont

montré que plus la charge est élevée plus les endommagements sont sévères.

4.4 Essais d’écaillage sur éléments de structure

Les essais sur les grands corps d’épreuve permettent de présenter quantitativement

l’influence de divers paramètres sur le comportement des bétons à l’écaillage.

Chan (Chan et al. 1999a) a étudié le comportement au feu de dallettes de dimensions 210 cm

x 80 cm x 10 cm de béton contenant de la fumée de silice. Deux dallettes renforcées de BHP

60 et BHP 110 ont été conservées pendant les premiers 28 jours dans l’eau et après à l’air libre

permettant à l'humidité de s'échapper librement. Les corps d’épreuve ont été exposés au feu

ISO 834 sous le chargement de 2,1 kN/m (Figure 26 (a)). Après refroidissement, les deux

dallettes ont montré une typologie d’écaillage similaire (Figure 26 (b)), en sachant que

l’éprouvette BHP 60 s’est fissurée plus tôt. L’auteur a lié le phénomène d’écaillage, à la teneur

en eau et à la résistance à la compression du béton. Il a été constaté que l’état hydrique et la

résistance à la compression ont une influence prédominante sur la fréquence de l’écaillage.

D’autant plus que les vapeurs d’eau observées pendant le chauffage confirment l’hypothèse

de la destruction du matériau sous l’effet de la pression hydrique.

Shuttleworth (Shuttleworth 2001) a effectué des tests sur des dallettes contenant 1 et 2 kg/m3

de fibres de polypropylène monofilament et des bétons de référence sans fibres. Ces

éprouvettes ont subi le feu HCM (800°C en trois minutes avec la température maximale de

1100°C). La Figure 27 présente une éprouvette sans fibres (à gauche) et avec des fibres de

Figure 26 Schémas de la dallette, exposée au feu ISO (a), et de fissuration de la dallette après le feu ISO (b), (Chan et al. 1999a)

52

polypropylène à droite après refroidissement. Seul le béton de référence a subi un sévère

écaillage. Les bétons fibrés sont restés intacts.

Jansson (Jansson and Boström 2008) a testé 21

compositions de bétons au feu RWS. Les dalles

étudiées étaient de dimensions 120 cm x 170 cm

x 30 cm. Le rapport E/C variait entre 0,4 et 0,45

et la teneur en eau entre 4,5 % et 6,2 %.

L’écaillage a eu lieu entre 4 et 12 minutes.

L’addition de fibres de polypropylène (de 1

kg/m3 ou de 1,5 kg/m3) a permis d’éviter

l’écaillage des éléments à grande échelle (Figure

28).

5 Influence des fibres de polypropylène sur la stabilité

thermique et l’évolution de la pression au cours du

chauffage

5.1 Fibres de polypropylène et stabilité thermique du béton

L’un des moyens efficaces pour limiter le risque d’écaillage est l’ajout des fibres de

polypropylène dans la composition du béton. Cette technique a fait l’objet de plusieurs études

((Sarvaranta, Jarvela, and Mikkola 1992), (Sarvaranta and Mikkola 1994), (Nishida et al. 1995),

(Lennon and Clayton 1999), (Hager 2004), (Noumowé 2005), (Pliya, Beaucour, and Noumowé.

2011), etc.) et est recommandé par l’Eurocode suivant la classe du béton. En quoi ces fibres

contribuent-elles à l’amélioration de la stabilité thermique du béton ? Les analyses ATD et ATG

réalisées par Kalifa et al. (Kalifa et al. 2001) des fibres de polypropylène montrent les

Figure 27 Dallettes avec et sans fibres de polypropylène après le traitement thermique HCM, (Shuttleworth

2001)

Figure 28 Clichés des faces exposées des dalles de béton non fibré (a) et avec 1 kg/m3 de fibres de polypropylène (b), (Jansson and Boström 2008)

(a) (b)

53

transformations (ou changement de phase) du matériau lors de la montée en température

(Figure 29).

Les auteurs observent trois

pics, dont le premier est

autour de la température de

171°C, le deuxième à 341°C

et le troisième à 457 °C pour

les fibres utilisées. Ils

attribuent ces pics

respectivement aux phases

de la fusion, la vaporisation

et de la carbonatation. En

fondant, les fibres sont

partiellement ou

complètement absorbées

par le réseau poreux de la

matrice cimentaire et

génèrent ainsi un canal

favorisant un transfert hydrique.

Le béton contenant les fibres de polypropylène présente une densité de fissuration plus

importante que le béton de référence. Il est notable que les fibres se dilatent d’environ 10 %

en fondant (BHP 2000), créant ainsi des fissurations supplémentaires. La Figure 30 présente

une observation de microstructure de bétons chauffés à 400°C contenant des fibres de

polypropylène (a) et sans fibres (b).

Les zones claires correspondent aux

fissures remplies de résine

fluorescente. Le béton fibré a subi une

fissuration fine en présentant un

faïençage plus dense, que le béton

non fibré. Cette fissuration contribue

à l’augmentation de la perméabilité et

de la porosité du béton et, par

conséquent, à la baisse de la pression

(BHP 2000).

Par ailleurs, le seuil de percolation

nécessaire pour optimiser l’efficacité des fibres de polypropylène a été établi à une fraction

volumique de 0,32 % par une simulation numérique (Garboczi et al. 1995). Cependant les

essais de Kalifa (Kalifa et al. 2001) montrent qu’un seuil moins élevé de 0,11 % est suffisant

afin d’assurer la réduction des pressions dans le béton et éviter l’écaillage. Nous notons une

Figure 30 Observation en épifluorescence du béton fibré (a) et du béton non fibré (b) après le chauffage de 400°C, (Kalifa et al. 2001)

Figure 29 Analyse thermique différentielle (ATD) et thermogravimétrique (ATG et DTG) du polypropylène. Les points notables sont la fusion (171°C), l'évaporation

(341°C) et la carbonatation (457°C) du polypropylène, (Kalifa et al. 2001)

54

valeur élevée de la simulation qui pourrait être liée à la faible connaissance de la présence de

microfissurations à l’interface pâte-granulats qui contribue à la connectivité du réseau poreux

(Bentz 2000) .

Les travaux de Phan (Phan 2007)

sur la mesure de pression de

vapeur dans les pores à 5°C/min

jusqu’à 600°C montrent une baisse

de pression dans les bétons

étudiés (Figure 31). La pression

obtenue lors de l’écaillage des

blocks en béton de dimensions 100

x 200 x 200 sans fibres (fc = 75

MPa) est de l’ordre de 2,2 MPa,

tandis qu’avec l’ajout de 1,5 et 3

kg/m3 de fibres de polypropylène,

la pression mesurée est

respectivement de 1 et 0,5 MPa. La

proportion des fibres de

polypropylène pour l’écaillage

varie suivant la composition.

Cependant les résultats de l’ajout de fibres de polypropylène sont divers. Peng et al. (Peng et

al. 2006) ont observé des instabilités thermiques avec des bétons à hautes performances (fc =

94 MPa), contenant 1 kg/m3 de fibres de polypropylène. Pour un chauffage à une température

inférieure à 400°C, 2 éprouvettes sur 16 ont éclaté. La vitesse de chauffage des éprouvettes

était de 10°C/mn avec une conservation des éprouvettes dans l’eau jusqu’au vingt-huitième

jour puis dans une enceinte climatique à une température de 20°C et une humidité relative

de 50 %.

Mindeguia (Mindeguia 2009) a remarqué que la présence des fibres de polypropylène (2

kg/m3) permet de diviser par plus de trois les pressions de vapeur dans les éprouvettes

prismatiques (L 300 mm x l 300 mm x h 120 mm) de bétons de 40 MPa (E/C = 0,54) avec les

granulats calcaires. Les bétons ont été exposés à un chauffage modéré de 60°C/min jusqu’à

600°C.

Haniche (Haniche 2011) a constaté que l’addition de fibres de polypropylène (2 kg/m3) a un

effet très significatif dans la prévention de l’éclatement explosif des bétons d’une résistance

à la compression à 28 jours comprise entre 72 et 90 MPa. Les éprouvettes sphériques de 18

cm de diamètre et les éprouvettes cylindriques de 18 cm de diamètre et 36 cm de hauteur ont

été exposées à des cycles de chauffage-refroidissement de 5°C/min jusqu’à 450°C. La

composition de béton sans fibres a écaillé à 100 %, tandis qu’en ajoutant 2 kg/m3 de fibres de

polypropylène, aucune formulation de béton n’a éclaté.

Figure 31 Pressions de vapeur en fonction de la quantité de fibres PP pour les BHP (Rc = 75MPa), (Phan 2007)

55

5.2 Pression de vapeur d’eau au cours du chauffage

Le processus de transfert hydrique qui se produit dans le béton exposé au feu peut générer

des pressions de vapeur et d’eau liquide.

Les résultats expérimentaux de (Kalifa et al. 2001), (Mindeguia 2009) et (Bangi and Horiguchi

2012) montrent que généralement la pression de vapeur dans les bétons à hautes

performances est plus élevée que celle dans les bétons ordinaires. Dans les essais

expérimentaux de Kalifa (Kalifa et al. 2001) sur des éprouvettes 300 mm x 300 mm x 120 mm

d’un béton à 111,6 MPa, exposées à une température constante de 600°C pendant 6 heures,

les pics de pression sont bien visibles (4 MPa) (Figure 32).

Mindeguia (Mindeguia 2009) a testé des dallettes en béton de dimensions L 700 mm x l 600

mm x h 150 mm à la température de 10°C/min jusqu’à 600°C. Les résultats montrent une

pression maximale de 1,69 MPa des BHP (76 MPa) à 10 cm de la surface chauffée et de 0,5

MPa pour les BO (40 MPa) (Figure 33). Bangi (Bangi and Horiguchi 2012) ont mesuré 5 MPa de

pression maximale pour les BHP de 90 MPa et 2,1 MPa pour les BO de 33 MPa (Ø 175 mm x

100 mm) chauffés à 10°C/min jusqu’à 600°C. Plus la perméabilité est faible, plus vite le

bouchon hydraulique se forme (et plus il est proche de la surface chauffée) et plus la pression

dans les pores devient importante. Les travaux de Miah et al. (Miah et al. 2015) présentent

Figure 32 Evolution de pression de vapeur en fonction de température à différentes profondeurs (Kalifa et al. 2001)

1

2

3

4

56

des résultats de pression des trois différents chauffages (de 10°C/min, de 120°C/min jusqu’à

600°C et de 160 °C/min jusqu’à 800°C) des éprouvettes de dimensions 300 mm x 300 mm 120

mm. Les pressions maximales des BO (43 MPa) à 20 mm de la surface chauffée sont inférieures

de 1 MPa pour les trois chauffages (Figure 33). L’auteur explique cette faible pression par une

perméabilité importante de ces bétons.

Le développement de la pression de vapeur est gouverné par la sollicitation thermique. Un

chauffage rapide génère des pressions plus fortes dans des zones plus profondes par rapport

à un chauffage lent. Les bétons plus poreux (cas des BO) facilitent le départ de vapeur d’eau

et conduisent à des pressions internes plus basses. D’après plusieurs études, le gradient de

pression de vapeur dans le BHP est supérieur à celui dans le BO. Les plus forts gradients sont

situés à des distances proches de la surface chauffée. Meyer-Ottens (Meyer-Ottens 1972) a

montré que le chauffage des cylindres entiers de 150 mm résulte en écaillage tandis que, lors

du chauffage unidirectionnel, ces éprouvettes restent intactes.

6 Prise en compte règlementaire des risques d’écaillage

des bétons

6.1 Guide du comportement au feu des tunnels routiers

Le Centre d’Etudes des Tunnels (CETU) a mis en place un guide du comportement au feu des

tunnels routiers (CETU 2005). Il a pour but d’aider les maîtres d’ouvrage et les maîtres d’œuvre

à comprendre les enjeux du comportement au feu et de leur proposer des méthodes pour

faire face à ces enjeux. Ce guide est conçu pour assurer la sécurité dans les tunnels et

compléter les différents contrôles à effectuer en intégrant le fait que les charges thermiques

Figure 33 Evolution de la pression en fonction de température à 20 mm de la surface chauffée d'un béton de 43 MPa, (Miah et al. 2015)

57

d'un tunnel en cas d'incendie peuvent être beaucoup plus graves que ceux causés par le feu

dans un bâtiment. Le complément au guide « Comportement au feu des tunnels routiers »

définit principalement la formulation des bétons de tunnels neufs et existants.

Pour justifier la résistance au feu, il est nécessaire d’effectuer des essais ou de réaliser les

calculs ou de combiner les deux méthodes. Toutefois, dans l’état actuel des modélisations

numériques, le calcul ne peut être utilisé seul pour justifier une structure en béton lorsqu’il y

a le risque d’éclatement de celui-ci.

D’après le guide CETU, les vérifications à l’écaillage dépendent de la classe du béton utilisé et

du type de sollicitation thermique. Celle-ci est choisie en fonction de la configuration du tunnel

et du risque qui pourrait engendrer un effondrement de la structure. Le Tableau 2 résume les

éléments de vérification d’écaillage pour deux types de sollicitation thermique : ISO 834 et

HCM.

6.2 Les courbes de feu température/temps normalisées

La chaleur dégagée lors d’incendies varie énormément selon les circonstances

d’embrasement, notamment selon le type de véhicules impliqués, le chargement, et les

conditions d’alimentation en air frais. Cette forte variabilité des paramètres d’entrée aboutit

à une incertitude sur le calcul des puissances thermiques calculées et à terme sur le champ de

température obtenu. Afin de s’affranchir de cette incertitude et de simplifier la tâche des

concepteurs, les règlementations ont préféré imposer des courbes de température-temps

censées représenter l’évolution spécifique de la température dans les flammes ou à proximité

immédiate des flammes durant un incendie.

Quelques courbes règlementaires sont présentées sur la Figure 34. Les tests incendie standard

auxquels sont soumis les éléments de construction sont présentés par la courbe théorique ISO

834. Cette courbe est basée sur le taux de combustion des matériaux et les éléments de

construction générale. La courbe Hydrocarbure est applicable dans le cas de petits incendies

liés aux produits pétroliers, tels que les incendies de réservoirs de voiture, camions citernes

transportant du fuel, de l’essence ou certains produits chimiques. La courbe RWS a été mise

au point par le Ministère des Travaux Publics aux Pays-Bas. Cette courbe est basée sur le

principe selon lequel, dans un scénario extrême, un incendie de camion-citerne contenant du

Tableau 2 Dispositions CETU vis-à-vis des bétons de tunnel, (CETU 2005) Type de sollicitation

Résistance à la compression CN HCM Type de béton

58

fuel ou de l’essence peut atteindre une charge calorifique de 300 MW pendant une durée

allant jusqu’à 120 minutes. La différence entre les courbes RWS et Hydrocarbure est que la

courbe Hydrocarbure présente des incendies dans des espaces relativement ouverts,

permettant une certaine dissipation de la chaleur, tandis que la courbe RWS concerne des

températures obtenues en milieu fermé (tunnels). Aux Pays-Bas, la courbe RWS est utilisée

pour des durées allant jusqu’à 120 minutes. Après ce délai, il est considéré que la charge

calorifique a suffisamment diminué pour que les pompiers puissent avoir accès au foyer de

l’incendie. Cependant, en Suisse et en Autriche, où les tunnels de montagne sont longs et ont

des accès plus éloignés, la courbe RWS est appliquée en allongeant la durée à 180 minutes. La

courbe RABT-ZTV, présentant une augmentation de température très rapide allant jusqu’à

1200°C en 5 minutes, est utilisée en Allemagne. Cette courbe est adaptée aux tests de

combustion d’un camion avec une durée de refroidissement de 110 minutes. La courbe HCM

est utilisée lors des essais avec une grande quantité de matières combustibles et liquides,

comme les marchandises dangereuses. La température maximale de cette courbe est de

1300°C et est atteinte en 20 minutes.

6.3 Eurocode 2

La partie 1-2 de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), complétée par l’annexe nationale Française

(AFNOR 2004) définit les dispositifs vis-à-vis de l’instabilité thermique du béton à l’échelle du

matériau et de la structure.

L’Eurocode 2 précise que l’éclatement est improbable pour les bétons de classe C 55/67 à C

80/95, si le seuil de teneur maximale en fumée de silice est inférieure à 6 % (Partie« 6.2

Figure 34 Courbes normatives de température en fonction du temps (PROMAT 2005)

59

Eclatement ») et la teneur en eau massique est inférieure à 3 % (Partie« 4.5

Eclatement explosif»).

Pour les classes de béton 80/95 < C ≤ 90/115, plusieurs méthodes sont proposées, afin

d’éviter l’écaillage du béton:

Méthode A : un grillage d’armatures avec des dimensions précises.

Méthode B : un type de béton spécifique qui résiste à l’éclatement.

Méthode C : un revêtement de protection spécifique.

Méthode D : un béton qui contient 2 kg/m3 de fibres de polypropylène

monofilaments.

7 Synthèse de l’influence des fibres de polypropylène et

des fibres métalliques sur le comportement du béton

soumis à une température élevée

Afin de pouvoir détailler les différentes conditions opératoires et matériaux de chaque étude

de la bibliographie, nous présentons le résumé des différents travaux de recherche sur le

comportement des bétons de fibres de polypropylène et/ou métalliques aux températures

élevées en annexes (Annexe 1, Annexe 2 et Annexe 3). Ces résultats ont servi de base de

réflexion pour le choix des dosages et des dimensions de fibres de polypropylène et

métalliques pour notre étude.

De manière générale, les fibres de polypropylène permettent de baisser la pression de vapeur

dans le béton lors de la sollicitation thermique. Le transport de flux hydrique, contenu dans le

béton, est effectué moyennant la création de canaux après la fusion (160°C-170°C) et

l’évaporation (360°C-370°C) des fibres de polypropylène. D’après plusieurs auteurs ((Chen and

Liu 2004), (Poon, Shui, and Lam 2004), (Lau and Anson 2006)), les fibres métalliques

permettent d’améliorer la résistance mécanique résiduelle des bétons.

En ce qui concerne les fibres de polypropylène, plusieurs travaux scientifiques ((Bilodeau et

al. 2004), (Aydin et al. 2008), (Mindeguia 2009), (Behnood and Ghandehari 2009), (Pliya 2010),

(Bangi and Horiguchi 2011), (Ozawa et al. 2011), (Haniche 2011), (Delhomme and Haniche

2012), etc.) se basent sur les longueurs 6 mm et 12 mm et les diamètres 18 et 32 µm (Annexe

1).

Le rapport l/d est important lors du choix de la fibre métallique. Son augmentation diminue la

facilité de mise en œuvre du béton. D’après Rossi (Rossi 2008), les rapports l/d les plus souvent

utilisés dans le béton varient entre 50 et 100. La norme EN 14487-1 (AFNOR 2006) présente

une formule de chevauchement minimal entre les fibres métalliques :

60

𝑆 = √𝜋 × 𝑑𝑓

2×𝑙𝑓

4𝜌𝑓

3

Avec lf, la longueur de la fibre, df – le diamètre équivalent de la fibre et 𝜌f – le pourcentage de

fibres.

S doit être inférieur à 0,45 lf pour garantir un chevauchement minimal.

Selon l’Annexe nationale de l’Eurocode 2 (AFNOR 2004) « les fibres de polypropylène utilisées

devront avoir un diamètre inférieur ou égal à 50 μm et leur longueur par rapport à la

dimension du plus gros granulat devra être comprise entre dg et 4 x dg avec dg désignant la

dimension nominale du plus gros granulat ».

Les dosages de 0,5 à 4,5 kg/m3 de fibres de polypropylène sont souvent utilisés ((Yin et al.

2000), (Kalifa et al. 2001), (Hager 2004), (Noumowé 2005), (Xiao and Falkner 2006), etc.). De

plus, l’Eurocode 2 (AFNOR 2004) préconise d’utiliser au moins 2 kg/m3 de fibres de

polypropylène, afin d’éviter l’écaillage du béton. Il serait intéressant de comparer les résultats

sur la stabilité thermique des bétons de fibres de polypropylène aux faibles dosages avec ceux

de l’Eurocode 2.

D’après plusieurs auteurs ( (Chen and Liu 2004), (Pliya 2010)) les caractéristiques mécaniques

des bétons sont améliorées à partir de 40 - 48 kg/m3 de fibres métalliques en proportion

volumique. En outre, plus la proportion volumique augmente, meilleurs sont les résultats

observés jusqu’à 1 % (78 kg/m3) ((Poon et al. 2004), (Lau and Anson 2006), (Peng et al. 2006),

(Yazıcı, İnan, and Tabak 2007), (Aydin et al. 2008)) (Annexe 2).

Les résultats des travaux issus de la littérature montrent d’une manière générale une

amélioration de la stabilité thermique et des résistances mécaniques du béton de cocktail de

fibres métalliques et de polypropylène (Annexe 3). Cependant le nombre de dosages testés

demeure faible pour distinguer une convergence dans les résultats.

8 Conclusion

Le béton subit des changements physico-chimiques significatifs sous les températures

élevées. Sous l’effet de ces changements, les propriétés de bétons se dégradent, en

introduisant des problématiques supplémentaires comme l’écaillage. Le béton à hautes

performances est plus sensible à l’écaillage que le béton ordinaire. Ceci s’explique par une

faible porosité et une faible perméabilité de la matrice cimentaire. Trois hypothèses sont

avancées afin d’expliquer l’instabilité thermique du béton. La première hypothèse se base sur

le principe d'instabilité thermique générée par les fortes pressions de vapeur au sein du

matériau. La deuxième hypothèse est liée à une dilatation thermique empêchée et la

troisième combine la formation de pression et la dilatation thermique empêchée. Il est

61

également important de prendre en compte, les paramètres comme la vitesse de chauffage,

la teneur en eau, la nature des granulats lors de la montée en température.

Diverses solutions techniques sont étudiées afin d’améliorer la stabilité thermique des bétons.

Les fibres de polypropylène permettent de réduire le risque d’instabilité thermique. Leur

fusion entre 160°C et 170°C et ensuite leur vaporisation autour de 340°C offre une porosité

supplémentaire qui facilite le transport de flux au sein du matériau. Plusieurs auteurs

indiquent un effet favorable des fibres de polypropylène vis-à-vis de l’instabilité thermique du

béton. Toutefois, certains essais au feu ont démontré des baisses de résistances mécaniques

suite à l’incorporation des fibres de polypropylène. Afin de remédier à ce problème et limiter

la propagation des fissurations à hautes températures, des fibres métalliques sont incorporées

dans les compositions des bétons. L’analyse des propriétés mécaniques de bétons de fibres

métalliques conduit à une conclusion satisfaisante par rapport aux bétons fibrés de

polypropylène.

A partir des dosages en fibres de polypropylène et métalliques déterminés séparément,

plusieurs cocktails de fibres ont été testés. Les auteurs remarquent une amélioration

conjuguée de la stabilité thermique et de la résistance mécanique. Le comportement des

bétons vis-à-vis de l’écaillage dépend principalement des proportions relatives des deux

natures de fibres.

Compte tenu de la profusion des paramètres expérimentaux, la littérature ne contient qu’un

nombre restreint de résultats difficilement comparables entre eux. Il est difficile d’isoler

l’impact de chaque paramètre sur la stabilité thermique et les performances mécaniques des

bétons.

Nous avons essayé de regrouper les données primordiales de la littérature, afin de faciliter

l’analyse ultérieure de nos résultats.

62

Chapitre 2 - Méthodologie expérimentale

63

1 Caractéristiques des matériaux et composition des

bétons

En nous basant sur les résultats présentés dans l’étude bibliographique, nous avons décidé de

choisir dix formulations de bétons en faisant varier la nature du granulat et la quantité de

fibres de polypropylène et/ou fibres métalliques. Ces formulations sont testées à un chauffage

ISO 834 pour différents états d’humidité. Cette première phase permet de sélectionner les

formulations présentant des stabilités thermiques très différentes sur lesquelles sera menée

une étude de caractérisation de différentes propriétés en fonction de la température. Enfin,

des dallettes constituées de ces dernières formulations subiront un chauffage unidirectionnel

à 10°C/min jusqu’à 600°C.

Le présent chapitre détaille les caractéristiques des matériaux utilisés, les formulations de

bétons et les propriétés du béton durci.

1.1 Caractéristiques des matériaux

Ciment

Le type de ciment utilisé pour les bétons est le CEM I 52.5 N CE CP2 NF de Villiers au Bouin. Le

Tableau 3 présente les caractéristiques physiques et mécaniques du ciment CEM I utilisé dans

le cadre de cette étude.

Tableau 3 Caractéristiques du ciment CEM I de Villiers au Bouin

Compression en MPa Retrait en

µm/m à 28

jrs

Stabilité en

mm

Début de

prise,

mm

Chaleur

en J/g à

41 h

Masse

volumiqu

e en g/cm3 1jr 2jrs 7jrs 28jrs

18,1 31,7 48,5 61,3 580 1,0 165 351 3,13

Eau

L’eau utilisée est celle du réseau de distribution en eau potable de la communauté

d’agglomération de Cergy-Pontoise. La masse volumique utilisée dans les formulations est

de 1000 kg/m3.

Granulats

Deux types de granulat sont utilisés : les granulats calcaires de Tournaisis (Figure 35 a)

(désignés par C) et les granulats silico-calcaires (Figure 36 a) (désignés par X) de classe 4/10.

Le choix de ces granulats est fait par rapport aux résultats des travaux menés par Xing (Xing

2011) et Niry Razafinjato (Niry Razafinjato et al. 2014) sur leur comportement à des

64

températures élevées. Ces travaux ont montré une bonne stabilité thermique des granulats

calcaires jusqu’à la température de 600°C et des éclatements des silex à partir de 350°C.

Toutes les compositions ont été réalisées avec des granulats calcaires (C), excepté les

compositions Créf(X) et CPPS 1,5-30 (X), qui ont été faites avec les granulats silico-calcaires de

Seine.

Les granulats silex sont roulés et sont constitués de 70 à 75 % de silex, 20 à 25 % de calcaire

et 5% de feldspath. Les granulats silico-calcaires sont semi-concassés. Les sables sont de classe

0/4. Le sable calcaire de Tournaisis contient 50 % de calcaire et 50 % d’alluvionnaire. Les

différentes caractéristiques physiques des granulats sont rapportées dans le Tableau 4.

Tableau 4 Propriétés physiques des granulats

Granulats Sable calcaire

de Tournaisis

Sable silico-

calcaire de Seine

Gravier calcaire

de Tournaisis

Gravier silico-

calcaire de Seine

Coefficient

d’absorption

0,67 0,96 0,46 2,00

Module de finesse 2,19 2,74 - -

Masse volumique

réelle (g/cm3)

2,67 2,46 2,67 2,42

Figure 35 Gravier (a) et sable calcaire (b) de Tournaisis

(a) (b)

1 cm

(a) (b)

1 cm

Figure 36 Gravier (a) et sable (b) de Seine

65

Analyse granulométrique

Les analyses granulométriques des graviers et des sables sont indispensables dans la

formulation de béton. Elles permettent d’obtenir la meilleure compacité durant la fabrication

des bétons. Les courbes granulométriques des différents granulats ont été déterminées sur

des échantillons représentatifs des graviers et de sable selon la norme XP P 18-545 (AFNOR

2011b). La Figure 37 présente les courbes granulométriques des granulats calcaires de

Tournaisis et la Figure 38 celle des granulats silico-calcaires.

La courbe granulométrique est obtenue en utilisant la méthode de Dreux Gorisse (Dreux and

Festa 2002). La composition du squelette granulaire qui en résulte comprend 59 % de graviers

et 41 % de sable pour les granulats calcaires et 58 % de graviers et 42 % de sable pour les

granulats silico-calcaires. Les essais d’ouvrabilité ont été réalisés sur les bétons ainsi formulés.

Compte tenu de la forte proportion des fibres métalliques (60 kg/m3) pour certaines

formulations, la composition du squelette granulaire a été modifiée pour atteindre

l’ouvrabilité visée. Un rapport S/G = 1 a été adopté pour toutes les formulations.

Sur la Figure 37 et la Figure 38, les courbes de composition granulaire calculée et réelle sont

présentées. Dans les deux cas, les courbes calculées sont proches des courbes réelles. En

choisissant la courbe granulaire de référence 50 % / 50 %, nous rajoutons plus de fines dans

le mélange : 9 % pour les bétons de granulats calcaires du Tournaisis et 12 % pour les bétons

de granulat silico-calcaire de Seine. Ainsi la compacité du béton augmente.

Figure 37 Analyse granulométrique des granulats calcaires de Tournaisis et courbes granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and Festa 2002)

66

Superplastifiant

Le superplastifiant a été utilisé de façon à ajuster la consistance du béton frais à la classe

d’ouvrabilité souhaitée. L’adjuvant utilisé pour la confection de ces bétons est ©Cimfluid 3002

(AXIM Italcementi group) à base de polycarboxylate modifié. Sa masse volumique est de 1170

kg/m3 ± 0,020 avec un extrait sec de 30,0% ± 1,5%.

Fibres de polypropylène

En nous basant sur l’étude bibliographique de l’influence de la géométrie des fibres de

polypropylène sur le comportement du béton, nous avons utilisé des fibres cylindriques

monofilament fins de longueurs 6 et 12 mm. Le diamètre des fibres est de 32 µm. Le choix des

deux longueurs est fait afin d’analyser l’effet de la longueur des fibres sur la stabilité

thermique. Les caractéristiques des fibres sont présentées dans le Tableau 5.

Figure 38 Analyse granulométrique des granulats silico-calcaire de Seine et courbes granulaires de référence calculées et réelles selon la méthode de Dreux-Gorisse (Dreux and Festa 2002)

67

Tableau 5 Caractéristiques des fibres de polypropylène

Caractéristiques Fibres de 12mmx32µm Fibres de 6mmx32µm

Fournisseurs BEKAERT (Duomix M12) Krampharex (PM 6/32)

Masse volumique (kg/m3) 905 910

Module d’élasticité (MPa) 3500– 3900 3500– 3900

Résistance à la traction

(MPa)

250 ± 15% 300 ± 15%

Température de fusion (°C) (déterminée par la méthode DSC

(differential scanning

calorimetry) au sein du

laboratoire L2MGC)

135-140 155-160

Température de

vaporisation (°C) (déterminée

par la méthode DSC (differential

scanning calorimetry) au sein du

laboratoire L2MGC)

420-440 380-400

Selon l’Annexe nationale de l’Eurocode 2 (AFNOR 2004), « les fibres de polypropylène utilisées

devront avoir un diamètre inférieur ou égal à 50 µm et leur longueur par rapport à la

dimension du plus gros granulat devra être comprise entre dg et 4 x dg avec dg désignant la

dimension nominale du plus gros granulat »

Dans notre cas, pour les fibres de polypropylène de 12 mm, l’on constate que

Figure 39 Fibres de polypropylène 12 mm (a), et 6 mm (b)

68

10 mm < 12 mm < 40 mm

Les fibres de 12 mm rentrent dans les prescriptions indiquées par l’Annexe nationale de

l’Eurocode 2, mais les fibres de 6 mm ne permettraient pas selon l’Annexe nationale, d’éviter

l’écaillage des bétons du fait de leur plus faible longueur. Une plus faible longueur de fibres

améliorerait l’ouvrabilité des bétons comprenant une combinaison de fibres de polypropylène

et de fibres métalliques à un fort dosage.

Fibres métalliques

Les fibres métalliques de 30 mm de longueur et de 0,38 mm de diamètre sont utilisées (Figure

40). Elles se présentent sous forme de plaques de fibres qui se détachent facilement pendant

le malaxage du béton. Ces fibres sont en crochet.

Les caractéristiques des fibres métalliques sont présentées dans le Tableau 6.

L’augmentation du volume de fibres relève le problème de mise en œuvre du béton, ce qui

est bien représenté par les auteurs. Les rapports l/d les plus souvent utilisés dans le béton

varient entre 50 et 100, ainsi que les volumes sont comprises entre 0,5 et 2,5 % d’après Rossi

(Rossi 2008). Généralement, l’augmentation du dosage des fibres métalliques permet

d’augmenter la résistance à la compression et à la flexion de bétons.

La norme EN 14487-1 (AFNOR 2006) indique une formule pour une valeur de chevauchement

minimal entre les fibres métalliques : 𝑆 = √𝜋 × 𝑑𝑓

2×𝑙𝑓

4𝜌𝑓

3

Avec lf - la longueur de la fibre,

df – le diamètre équivalent de la fibre,

Figure 40 Fibres métalliques RC - 80/30 - CP

69

𝜌f – le pourcentage de fibres.

S doit être inférieur à 0,45 lf pour garantir un chevauchement minimal.

Le calcul de chevauchement minimal (S) entre les fibres métalliques d’après cette formule

indique 7,5 mm qui est inférieur à 13,5 mm (0,45 x 30 mm). Cela est donc satisfaisant.

Tableau 6 Caractéristiques des fibres métalliques RC – 80/30 - CP

Caractéristiques Fibres métalliques 30mmx0.38mm

Marque (nomination) Dramix (RC-80/30-CP)

R – ronde

C – en crochets

80/30 est le rapport longueur/diamètre

C – galvanisée

P – haute teneur en carbone

Masse volumique (kg/m3) 7850

Module d’élasticité (MPa) 210000

Résistance à la traction (MPa) 3070 ± 7,5%

1.2 Composition des bétons

Différentes compositions de béton de rapport eau/ciment constant (E/C=0,38) sont

formulées. Au total quatre familles de béton ont été formulées :

Les bétons sans fibres (Créf)

Les bétons de fibres de polypropylène (CPP)

Les bétons de fibres métalliques (CS)

Les bétons de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CPPS)

Afin de mettre en évidence l’influence des fibres sur le comportement du béton, il a été choisi

de garder le même volume de pâte, et les mêmes rapports E/C pour toutes les compositions.

De même, afin de minimiser les différences de porosité liées à la mise en place, une

consistance du béton frais la plus proche possible entre les différentes formulations est

recherchée. Les formulations sans fibres sont obtenues grâce à la méthode de Dreux-Gorisse

(Dreux and Festa 2002) en visant une résistance moyenne à la compression à 28 jours de 60

MPa. Rappelons que l’Eurocode 2, partie 1-2 (EUROCODE 2 2004) indique concernant

70

l’éclatement du béton qu’il est possible d’éviter l’éclatement pour les bétons C55/67 à C80/95

si la teneur en fumée de silice est inférieure à 6 % de ciment et si la teneur en eau est inférieure

à 3 %. Le dosage en superplastifiant est ajusté en réalisant des essais préliminaires permettant

d’avoir la maniabilité souhaitée. Ces essais ont montré qu’il n’est pas possible d’avoir la même

classe pour les bétons non fibrés et les bétons fibrés vu la forte viscosité des bétons fibrés. La

classe de consistance des bétons non fibrés est S4 (160 - 210 mm) et celle des bétons fibrés

est S3 (100-150 mm).

Les bétons Créf(C) et Créf(X) sont des bétons contenant des granulats calcaires (C) et silico-

calcaires (X) respectivement.

En ce qui concerne les dosages en fibres de polypropylène, la partie 6.2 de l’Annexe Nationale

de l’Eurocode (AFNOR 2004) précise qu’il faut ajouter plus de 2 kg/m3 de fibres de

polypropylène en monofilaments dans le mélange du béton pour les classes de béton 80/95 <

C ≤ 90/115. Dans notre cas, les dosages en fibres de polypropylène sont plus faibles. Il serait

intéressant d’élargir le domaine d’investigation par rapport à ce qui est actuellement pratiqué.

Les dosages en fibres de polypropylène dans cette étude sont de 0,75 et 1,5 kg/m3. La

désignation de ces bétons est la suivante : CPP 0,75, CPP 1,5 (12mm) et CPP 1,5 (6mm) avec

deux longueurs différentes de fibres : 12mm et 6mm.

Les bétons de fibres métalliques comportent un dosage en fibres métalliques de 60 kg/m3. Les

éprouvettes sont référencées par : CS 60. Ce dosage a été choisi en se basant sur l’étude

bibliographique et plus particulièrement sur la thèse de Pliya (Pliya 2010). En effet, dans cette

thèse, les dosages de 30 et 40 kg/m3 de fibres métalliques ont été testés. Nous avons décidé

de tester un dosage plus élevé, afin de voir l’amélioration ou la dégradation des propriétés de

ces bétons à hautes températures.

Les bétons de cocktail de fibres de polypropylène et de fibres métalliques sont réalisés avec

des dosages de 0,75 et 1,5 kg/m3 pour les fibres de polypropylène et 30 et 60 kg/m3 pour les

fibres métalliques. La désignation de ces bétons est la suivante : CPPS 0,75-30, CPPS 1,5-30,

CPPS 0,75-60, CPPS 1,5-30(X). Les chiffres donnent respectivement les dosages en fibres de

polypropylène et fibres métalliques. La formulation CPPS 1,5-30 a été testée pour les deux

types de granulats afin de comparer l’action des fibres sur un béton comprenant un granulat

réputé « stable » (C) et sur un béton comprenant un granulat « instable » (X) dans la plage de

température étudiée.

Toutes les compositions de béton sont données dans le Tableau 7.

71

Tableau 7 Compositions des bétons par m3 et caractéristiques des bétons à l’état frais

Bétons Composition [kg/m3]

Cim

ent

Gra

vier

s 4

-10

Sab

le 0

-4

Eau

eff

icac

e

Sup

erp

last

ifia

nt

(ext

rait

sec

)

Fib

res

de

po

lyp

rop

ylèn

e

Fib

res

mét

alliq

ues

A

ffai

ssem

ent

[cm

]

Air

occ

lus

[%]

Mas

se v

olu

miq

ue

[kg/

m3 ]

Créf (C) 475 884 885 181 1 - - 17,0 2,8 2350

Créf (X) 475 804 816 181 0,86 - - 18,0 2,8 2301

CPP 0,75 475 883 885 181 1,14 0,75 - 15,0 2,7 2371

CPP 1,5 (12 mm) 475 883 885 181 1,14 1,5 - 15,0 2,9 2364

CPP 1,5 (6 mm) 475 883 885 181 1,14 1,5 - 15,0 1,9 2330

CS 60 475 866 867 181 2,85 - 60 12,5 2,2 2445

CPPS 0,75-30 475 873 874 181 2,42 0,75 30 13,5 1,3 2397

CPPS 1,5-30 475 873 874 181 2,42 1,5 30 14,0 19 2387

CPPS 0,75-60 475 865 867 181 2,99 0,75 60 13,0 2,4 2437

CPPS 1,5-30 (X) 475 796 807 181 1,85 1,5 30 14,0 2,8 2325

2 Présentation du programme expérimental

Afin de déterminer la sensibilité à l’écaillage de ces bétons, des éprouvettes cylindriques

confectionnées à partir des dix formulations présentées précédemment sont soumises à un

chauffage de type ISO – 2 heures. Cette partie de travail est appelée « Etude de la stabilité

thermique sous chauffage ISO ». La deuxième partie consiste à caractériser et analyser

l’évolution des propriétés mécaniques et de transfert ainsi que les modifications de la

microstructure en fonction de la température. Pour cela, trois formulations sont sélectionnées

à partir de la première phase. Les éprouvettes des trois bétons sélectionnés ont subi des cycles

de chauffage - refroidissement à différents paliers de température avec une vitesse de

chauffage de 0,5°C/min. Cette partie est intitulée « Caractérisation des propriétés des bétons

soumis à hautes températures». La troisième partie consiste à chauffer à une vitesse

constante de 10°C/min des dallettes sur une face. Nous appellerons cette partie « Chauffage

unidirectionnel des dallettes ».

72

1. Etude de la stabilité thermique sous chauffage ISO (Chapitre 3)

Nous avons réalisé une campagne expérimentale de chauffage d’éprouvettes cylindriques de

dimensions 15 cm × 30 cm (diamètre, longueur) pour chaque composition. Dix à treize

éprouvettes sont testées au feu ISO 834. L’écaillage a pu être quantifié par les paramètres

suivants :

pesée de chaque éprouvette avant et après le chauffage

mesure de la profondeur, la longueur et hauteur maximales de l’écaillage

report des surfaces écaillées sur un calque puis calcul de l’aire écaillée à l’aide d’un

logiciel

observation interne des éprouvettes de différentes formulations

Ces résultats sont présentés dans le chapitre 3 de ce document.

2. Caractérisation des propriétés des bétons soumis à hautes températures

(Chapitre 4)

Cette campagne d’essais consiste à caractériser le comportement à hautes températures de

trois formulations parmi les formulations testées lors de la première phase. Ces formulations

sont choisies au vu de leurs comportements sous feu ISO afin d’apporter des éléments

d’explication sur les différences de stabilité thermique observées. Ces études requièrent une

température homogène dans l’éprouvette d’où le choix d’un chauffage lent à 0,5°C/min selon

les recommandations RILEM (RILEM Recommendations 2007).

Cette étude comporte deux parties :

1. Caractérisation des propriétés pouvant affecter la stabilité thermique:

Evolution de la microstructure (chauffage à 200 et 500°C)

porosité à l’éthanol (quarts d’éprouvettes cylindriques ∅ 10 cm x 5 cm)

porosité au mercure (éprouvettes cubiques L 1 cm x l 1 cm x h 1 cm)

microscopie électronique à balayage (éprouvettes cubiques L 2 cm x l 2

cm x h 2 cm)

Evolution des propriétés de transfert (chauffage à 200, 300 et 500°C)

perméabilité au gaz (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 5 cm)

Evolution des propriétés thermiques (chauffage- refroidissement 20°C - 600°C - 20°C)

conductivité thermique, diffusivité thermique, chaleur massique (moitié

d’éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 3,5 cm)

2. Caractérisation des propriétés pouvant affecter le comportement mécanique

résiduel

Evolution des performances mécaniques résiduelles (chauffage à 300, 600, 750 et

900°C)

73

résistance à la compression (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 30 cm)

résistance à la traction par flexion (éprouvettes prismatiques L 40 cm x

l 10 cm x h 10 cm)

module d’élasticité (éprouvettes cylindriques ∅ 15 cm x 30 cm)

3. Chargement thermique unidirectionnel sur dallettes (Chapitre 5)

Le chauffage d’un élément en béton sur une seule face permet de considérer le mode de

chargement thermique subi par le béton lors d’un incendie.

Des dallettes de L 60 cm × l 30 cm × h 12 cm et des éprouvettes 15 cm x 30 cm ont été soumises

à un chauffage à 10°C/min. Ces bétons ont été confectionnés à partir des mêmes formulations

que celles retenues pour la phase de caractérisation. Les suivis de température et de pression

à différentes profondeurs de la dallette ont été effectués.

3 Fabrication et conservation des éprouvettes

3.1 Protocole de fabrication

Plusieurs coulages étant nécessaires pendant cette étude, la reproductibilité des gâchées à

différentes périodes est donc importante. Des essais d’affaissement au cône d’Abrams selon

la norme NF EN 12350-2 (AFNOR 2012b) et les mesures d’air occlus selon la norme NF EN

12350-7 (AFNOR 2012a), ont permis de vérifier la similarité entre les différentes gâchées.

Les éprouvettes utilisées sont des cylindres de Ø 11 x 22 cm, Ø 15 x 30 cm et des prismes de

10 x 10 x 40 cm. Les coffrages pour les dallettes sont de dimensions de 60 x 30 x 12 cm.

Avant chaque campagne de confection de béton, les graviers et le sable sont stockés dans des

bacs en plastique de 100 litres de contenance. Ce mode de stockage permet de garder stable

la teneur en eau des granulats. Ensuite plusieurs prises d’environ 500 g de graviers et de sable

sont mises dans une étuve à 110°C, afin de déterminer leur teneur en eau. La teneur en eau

des gravillons et de sable est calculée à partir de la formule suivante :

𝑇𝑒𝑛𝑒𝑢𝑟 𝑒𝑛 𝑒𝑎𝑢 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒 = (𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 ℎ𝑢𝑚𝑖𝑑𝑒 − 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒)

𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒

Le protocole de fabrication du béton est le suivant :

Pré mouillage du malaxeur, afin d’éviter l’absorption d’eau par celui-ci ;

Introduction des constituants du plus gros granulat au plus petit ;

Malaxage à sec des constituants pendant 1 minute, afin d’homogénéiser

le mélange avant l’introduction d’eau ;

74

Introduction d’adjuvant dans l’eau totale à rajouter ;

Addition de 1/3-2/3 de l’eau totale de gâchage dans le malaxeur en

mélangeant pendant une minute (Figure 41);

Ajout du reste d’eau et éventuellement des fibres de polypropylène

et/ou métalliques. Mélange pendant 3 minutes (4 minutes pour les bétons

fibrés) ;

Mesure de l’affaissement au cône (Figure 41), puis vidange du béton

dans un bac ;

Remplissage des moules en deux couches (Figure 41), en vibrant chaque

couche pendant 15 secondes. Les moules sont en carton avec un couvercle en

plastique. Dans le cas des dallettes, les moules ont été remplis également en

deux couches en vibrant à l’aiguille chaque couche (Figure 42).

Pesée et stockage de chaque éprouvette.

Mélange des constituants Essai au cône d’Abrams Remplissage des éprouvettes

Figure 41 Fabrication des éprouvettes en béton

75

3.2 Conditionnement des éprouvettes

Pour les essais de chauffage ISO (Chapitre 3), trois modes de conservation sont utilisés afin

d’analyser l’influence de la teneur en eau libre sur le comportement à hautes températures

du béton. Conformément aux recommandations de la RILEM (RILEM Recommendations

2007), pour le premier mode (Mode 1) de conservation « non drying » (Figure 43 a), les

éprouvettes sont gardées dans leurs moules durant les sept premiers jours puis dans des sacs

plastiques étanches à la température de 20 ± 2°C jusqu’au jour du chauffage. En utilisant ce

mode de conservation, les valeurs de teneur en eau de 4,1 % à 5,2 % sont atteintes. Le

deuxième mode (Mode 2) de conservation « drying » (Figure 43 b) consiste à garder les

éprouvettes dans leurs moules les sept premiers jours, puis à l’air à la température de 20 ±

Figure 43 Conditionnement des éprouvettes selon le mode « non drying » (a) et selon le mode « drying » (b)

Utilisation de la centrale à béton pour

confectionner les dallettes Confection des dallettes

Figure 42 Fabrication des dallettes

76

2°C et à une humidité relative de 50 ± 5 %. Seuls les bétons Créf(C) ont été conservés suivant

le deuxième mode avec la teneur en eau de 2,1 %. Pour le troisième mode (Mode 3) de

conservation, les éprouvettes sont gardées dans leurs moules durant sept premiers jours puis

dans des sacs plastiques étanches à la température de 20 ± 2°C. Sept jours avant le chauffage,

les éprouvettes sont déballées et placées dans une enceinte climatique à la température de

30°C et à une HR de 20 %. Ce troisième mode, différent des recommandations de la RILEM,

permet d’atteindre une teneur en eau libre de 3,7 % à 4,3 % avant chauffage, afin de se placer

légèrement au-dessus de la teneur en eau maximale pour lequel le béton C55/67 à C80/95

n’aurait pas besoin d’un ajout de fibres de polypropylène selon l’Eurocode 2 (EUROCODE 2

2004).

Les éprouvettes ont été conservées au moins 90 jours avant les essais.

Pour la suite du programme (Chapitre 4), toutes les éprouvettes ont été gardées selon le Mode

1 : dans leurs moules durant les sept premiers jours puis dans des sacs plastiques étanches à

la température de 20 ± 2°C jusqu’au jour du chauffage.

En ce qui concerne les dallettes (Chapitre 5), elles sont conservées jusqu’au jour du chauffage

dans leurs moules avec des chiffons humides posés au-dessus. Elles sont ensuite couvertes

par des sacs plastiques étanches (Figure 44).

4 Conclusion

Dans ce chapitre, les trois parties de la thèse sont présentées. La première partie consiste à

tester dix formulations de béton différentes au feu ISO, en variant la taille de fibres de

polypropylène, le dosage des fibres métalliques et de polypropylène, la nature des granulats

Figure 44 Conservation des dallettes

77

et la teneur en eau initiale des éprouvettes. Cette étude, intitulée « Etude de la stabilité

thermique sous chauffage ISO », a permis de sélectionner les compositions de béton

présentant des sensibilités thermiques très différentes pour la deuxième partie de la thèse. La

caractérisation en fonction de la température des différentes propriétés des formulations

choisies est abordée dans la deuxième partie « Caractérisation des propriétés des bétons

soumis à hautes températures ». Dans la troisième partie, il s’agit de chauffer les dallettes de

même formulation de bétons de dimensions L 600 x I 300 x Ep. 120 mm3 sur une face. Cette

dernière partie s’appelle « Chauffage unidirectionnel des dallettes».

Ce chapitre présente aussi les formulations des bétons testés, les matériaux expérimentaux,

ainsi que les détails de confection et conditionnement des éprouvettes.

78

Chapitre 3 - Comportement au feu des

bétons

79

1 Introduction

Cette première partie de l’étude expérimentale concerne les essais « Etude de stabilité

thermique sous chauffage ISO ». Ces essais ont permis d’étudier l’influence du dosage et de la

géométrie des fibres de polypropylène couplées ou non à des fibres métalliques sur le

comportement des bétons soumis à un chargement thermique de type ISO 834. L’influence

de la nature minéralogique des granulats ainsi que l’état de saturation des bétons sont aussi

étudiés. La composition des formulations est présentée dans le Chapitre 2, ainsi que les

différents modes de conservation des éprouvettes.

2 Dispositif expérimental du chauffage

Le chauffage ISO 834 (2) a été réalisé sur 132 éprouvettes cylindriques (15 cm x 30 cm)

pendant 2 heures :

𝜃 = 345 log(8𝑡 + 1) + 20

Avec 𝜃, la température de gaz en degrés Celsius et t, le temps en minutes.

Lors de leur confection, 22 éprouvettes ont été équipées de thermocouples de type K au

centre (Tc) afin de mesurer l’évolution de la température au sein des éprouvettes durant le

chauffage (Figure 45 (a)). Lors du chauffage, 15 thermocouples de type K ont été placés à

différents endroits dans le four (Tf), afin d’y vérifier l’homogénéité de température lors de la

montée en température. Ces thermocouples étaient reliés à une centrale d’acquisition

transmettant à l’ordinateur des valeurs de température en fonction du temps.

Un maillage de positionnement précis des éprouvettes a été effectué de façon à s’assurer de

la représentativité des résultats (Figure 45 (b)).

Figure 45 Eprouvette 15 x 30 cm, équipée d'un thermocouple au centre (a), maillage pour l’emplacement précis des éprouvettes (b)

(b) (a)

80

La Figure 46 montre le four à fioul utilisé. Ce four mesure 7 m de longueur et 5 m de

profondeur. Six brûleurs se trouvent en face des portes du four. Quatre ouvertures de 5 x 5

cm ont permis d’observer le chauffage en temps réel. Les brûleurs se trouvant d’un seul côté,

les éprouvettes ont été disposées de telle manière que les formulations de béton reçoivent la

chaleur de manière homogène.

La Figure 47 présente la répartition des éprouvettes dans le four.

Figure 46 Dispositif de chauffage

Brûleurs Ouvertures

Figure 47 Disposition des éprouvettes dans le four avant chauffage

81

3 Mesure des propriétés physiques

3.1 Evolution de température dans le four et au centre de

l’éprouvette

La Figure 50 présente un plan de disposition des éprouvettes dans le four ainsi que les

emplacements des éprouvettes instrumentées en leur centre (Tc) et des thermocouples

mesurant la température dans le four (Tf). La mesure de la température au centre des

éprouvettes de dimensions 15 x 30 cm (Figure 48), s’est effectuée grâce à un thermocouple

noyé dans l’éprouvette lors de sa confection.

Deux éprouvettes de chaque formulation sont équipées de thermocouples au centre. Chaque

thermocouple est relié à la centrale d’acquisition qui enregistre les mesures en continu et les

transmet à l’ordinateur.

3.2 Perte de masse

Afin de déterminer l’évolution de la perte de masse du béton en fonction du cycle de

chauffage-refroidissement, toutes les éprouvettes cylindriques (10 éprouvettes par

formulation en moyenne) 15 x 30 cm sont pesées avant et tout de suite après le cycle

thermique. Le fait de peser l’éprouvette tout de suite après la sortie du four permet d’éviter

d’intégrer un éventuel gain de poids dû à une réhydratation. Les masses avant et après le

chauffage sont mesurées à l’aide d’une balance d’une capacité de 25 kg et d’une précision de

0,1 kg. La perte de masse pour une formulation est déterminée par la moyenne des pertes de

masse de toutes les éprouvettes chauffées. La perte de masse est exprimée en pourcentage

massique, obtenu selon le calcul suivant :

𝑝𝑒𝑟𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 = 𝑚𝑎𝑚𝑏𝑖𝑎𝑛𝑡 − 𝑚𝑟𝑒𝑓𝑟𝑜𝑖𝑑𝑖𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡

𝑚𝑎𝑚𝑏𝑖𝑎𝑛𝑡 × 100

Avec mambiant : la masse de l’éprouvette à température ambiante avant le chauffage, et

mrefroidissement : la masse de l’éprouvette après refroidissement à la sortie du four.

Thermocouple au

centre

30

cm

15

cm

15 cm

Figure 48 Mise en place des thermocouples de mesure au sein de l’éprouvette

82

3.3 Protocole d’analyse de dégradation

L’analyse détaillée des éprouvettes écaillées ou fissurées par le chauffage est constituée des

étapes suivantes :

- Etape 1 : la pesée de chaque éprouvette avant et après le chauffage,

- Etape 2 : la mesure de la profondeur, de la longueur et de la hauteur maximales

de l’écaillage,

- Etape 3 : le report des surfaces écaillées sur un calque puis leur numérisation à

l’aide d’un logiciel,

- Etape 4 : l’observation interne des éprouvettes de différentes formulations. La

fragilité des éprouvettes après le chauffage permet de les ouvrir manuellement, afin

d’analyser l’évolution de fissuration à l’intérieur de l’éprouvette. Deux à trois

éprouvettes par formulation ont été testées.

3.4 Caractéristiques du béton durci

Teneur en eau des bétons

Bien que l’Eurocode 2 et la RILEM ne précisent pas de protocole particulier de mesure de

teneur en eau (W0), nous avons déterminé cette teneur en eau pour chaque série de béton

sur des morceaux d’environ 200 g issus de la rupture d’une éprouvette 15 cm x 30 cm. Après

la mesure de leur masse humide (Mh), les échantillons ont été soumis à un séchage dans une

étuve à 120°C jusqu’à ce que les pesées successives espacées de 24 heures ne se différencient

pas de plus de 0,1 g (Ms). La teneur en eau a été déterminée d’après la formule suivante :

𝑇𝑒𝑛𝑒𝑢𝑟 𝑒𝑛 𝑒𝑎𝑢 = (𝑀ℎ− 𝑀𝑠)

𝑀𝑠 x 100

Pour le mode 3 il a été choisi de se positionner légèrement au-dessus du seuil de 3 %, donnée

par l’Eurocode 2 pour prévenir tout éclatement de béton de la classe considérée (Chapitre 2).

Ainsi, une teneur en eau de 4 % environ est visée ce qui correspond à une masse humide égale

à 1,04 ± 0,001 fois la masse sèche.

Les teneurs en eau des bétons obtenues pour les différents modes de conservation sont

regroupées dans le Tableau 8.

83

Tableau 8 Valeurs moyennes de la teneur en eau des bétons avant chauffage

Bétons We [%]

Mode 1

«non drying »

Ecart

type

Mode 2

« drying »

Ecart

type

Mode 3 Ecart

type

Créf (C) 4,7 0,1 2,1

0,0 4,0 0,4

Créf (X) 5,2 0,2 - -

4,3

0,3

CPP 0,75 4,1 0,1 - -

3,7

0,5

CPP 1,5 (12 mm) 5,0 0,4 - -

4,1 0,4

CPP 1,5 (6 mm) 4,4 0,1 - -

4,0 0,2

CS 60 4,5 0,5 - -

4,1

0,1

CPPS 0,75 - 30 4,7 0,1 - -

3,9

0,2

CPPS 1.5 - 30 4,8 0,3 - -

-

4,1

0,4

CPPS 0,75 - 60 4,7 0,2 - -

3,8

0,2

CPPS 1,5 – 30 (X) 4,8 0,1 - -

4,3

0,1

Les teneurs en eau du mode 3 correspondent aux valeurs que l’on peut avoir dans les bétons

des tunnels. D’après Nishida (Nishida et al. 1995), la teneur en eau du béton d’un tunnel

construit en 1963 est de 3%,tandis que celle du béton d’un tunnel construit en 1997 est de

4,1%.

Résistance à la compression à 28 jours

Le protocole expérimental de détermination de la résistance à la compression est présenté

dans le chapitre 4 de ce document.

Le Tableau 9 présente la résistance à la compression à 28 jours des différents bétons de

l’étude.

Tableau 9 Résistance à la compression des bétons de l'étude à 28 jours

Bétons fC [MPa] Ecart type

Créf (C) 59,6 2,0

Créf (X) 53,9 2,4

CPP 0,75 61,8 0,9

CPP 1,5

(12 mm)

66,6 1,6

CS 60 79,0 2,4

CPPS 1,5-30 67,9 1,2

CPPS 1,5–30 (X) 55,0 2,5

84

Notre étude couvre une plage de bétons à hautes performances entre 54 et 80 MPa (Figure

49). Les bétons de référence de cette campagne expérimentale sont des bétons de résistance

à la compression moyenne de 60 MPa à 28 jours pour les bétons Créf(C) et de 54 MPa pour

les bétons Créf(X). La différence des valeurs entre les deux bétons de référence Créf(C) et

Créf(X)) peut être expliquée par la différence de l’état de surface des granulats. Le granulat

calcaire est concassé et rugueux tandis que le silex est plutôt roulé et lisse, par conséquent

l’interface pâte-granulat des calcaires est meilleure. La résistance à la compression de certains

bétons (Créf(C) « drying », CPP 1,5 (6) et CPPS 0,75-30, CPPS 0,75-60) n’a pas été déterminée.

Nous considérons qu’un faible dosage de fibres de polypropylène (0,75 kg/m3) n’a pas

d’influence significative sur la résistance à la compression des bétons CPPS 0,75-30 et CPPS

0,75-60. D’après les travaux de Kalifa (Kalifa et al. 2001) et Robert (Robert, Colina, and Debicki

2008), pour des dosages en fibres de polypropylène inférieurs à 2 kg/m3, la résistance à la

compression à la température ambiante ne présente pas de variation significative par rapport

à celle du béton témoin sans fibres. La valeur la plus élevée, 80 MPa, est obtenue pour le béton

incorporant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Plusieurs chercheurs ((Qian and Stroeven 2000),

(Peng et al. 2006) et (Aydin et al. 2008)) ont démontré une augmentation de la résistance à la

compression des bétons contenant des fibres métalliques (47 kg/m3 – 12 MPa, 100 kg/m3 –

16 MPa, 78 kg/m3 – 21 MPa respectivement pour les trois auteurs). Cette augmentation de

résistance est due aux fibres métalliques, qui limitent l’ouverture des fissures lors de

l’écrasement.

4 Résultats expérimentaux et discussion

4.1 Observation de la dégradation des bétons

L’analyse détaillée des résultats obtenus sur toutes les formulations de béton a été réalisée et

est synthétisée sur la Figure 50 qui résume le dommage constaté en fonction de la formulation

et de la localisation de l’éprouvette dans le four. On constate alors que pour une formulation

donnée le dommage est le même, quelle que soit la distance entre l’éprouvette et les brûleurs.

Figure 49 Résistance à la compression des bétons de l'étude

59,653,9

61,866,6

79,0

67,9

55,0

0102030405060708090

Créf (C) Créf (X) CPP 0,75 CPP 1.5 CS 60 CPPS 1.5-30

CPPS 1.5–30 (X)

fc 2

8j (

MP

a)

Compositions des bétons

85

- Pas d’éprouvette

Figure 50 Récapitulatif de positionnement et des dégradations des bétons

86

Aucun écaillage ou éclatement n’a été remarqué pour les compositions Créf(C) « non drying »

et Créf(C) « drying ». Les éprouvettes de bétons de référence avec les granulats calcaires

Créf(C) « non drying » et Créf(C) « drying » ainsi que les éprouvettes de bétons de fibres de

polypropylène CPP 0,75, CPP 1,5 (12 mm) et CPP 1,5 (6 mm) ont présenté des fissurations plus

ouvertes au cœur de l’éprouvette (Figure 51, Figure 52), suggérant que les fissures se sont

propagées de l’intérieur vers l’extérieur. Ces fissurations ont pu avoir lieu lors du chauffage

et/ou lors du refroidissement. Au cours du chauffage d’une éprouvette cylindrique, la partie

proche de la surface est en compression tandis que le centre de l’éprouvette est en état triaxial

de traction. Au cours du refroidissement, les contraintes de compression et de traction sont

inversées. Le centre de l’éprouvette qui est plus chaud que la périphérie subi des contraintes

de compression tandis que les bords de l’éprouvette se trouvent en traction. Dans les deux

cas, cette répartition de contraintes qui se traduit par une incompatibilité des déformations a

pu générer des endommagements d’éprouvettes du béton.

Figure 51 Observation de la fissuration interne des bétons Créf(C) (We = 4,7%), CPP 0,75 (We = 4,1%)

Créf(C) CPP 0,75

Figure 52 Zoom au centre de l’éprouvette du béton CPP 0,75 (We = 4,1%)

CPP 0,75

87

La formulation CS 60 a présenté des écaillages de surface, ainsi que des éclatements d’angle

(Tableau 10), enregistrés après 24 minutes de chauffage. Ce temps correspond à une

température dans le four de 850°C et une température de 137°C au cœur de l’éprouvette.

L’écaillage est caractérisé par le détachement de morceaux de béton (Figure 53).

La profondeur maximale mesurée de détachement de morceaux de béton est de 3 cm. La

longueur maximale des écailles d’une éprouvette est de 18 cm et la hauteur maximale est

d’environ 15 cm. La surface écaillée représente 6 à 27 % de la surface totale de l’éprouvette.

Le phénomène d’instabilité thermique des bétons contenant des fibres métalliques a été aussi

observé par Chen et Liu (Chen and Liu 2004). Pour un chauffage moins rapide, de 10°C/mn,

Chen et Liu ont observé des éclatements d’éprouvettes contenant 48 kg/m3 de fibres

métalliques ou de carbone à la température de 800°C. Notons que la résistance à la

compression à 28 jours des éprouvettes testées par Chen et Liu était de 82 MPa.

L’analyse des éprouvettes de béton CS 60 après le traitement thermique a montré que les

fibres métalliques au sein des éprouvettes étaient devenues friables (très faible résistance

mécanique). Ce phénomène a aussi été observé par Ezziane (Ezziane et al. 2012) et Caverzan

(Caverzan, Colombo, and Prisco 2015). La fibre métallique commence à s’oxyder à 500°C.

Après 700°C, le phénomène de corrosion de la fibre métallique entre en jeu. L’épaisseur de

couches d’oxyde augmente jusqu’à atteindre environ 30 µm. Ce phénomène de corrosion

influence les propriétés mécaniques résiduelles du béton chauffé et refroidi. L’étude des

propriétés mécaniques résiduelles sera décrite dans le Chapitre 4.

Aucun éclatement de granulat calcaire n’a été remarqué durant le chargement thermique.

Figure 53 Début d'écaillage des bétons CS 60, enregistré pendant le chauffage

88

Tableau 10 Etude de l’écaillage des bétons CS 60 avec des valeurs individuelles de teneur en eau des éprouvettes

Mode de

conservation

Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée

Longueur

de

l’écaillage,

[cm]

Hauteur de

l’écaillage,

[cm]

Profondeur de

l’écaillage, [cm]

Surface

écaillée,

[%]

Mode « non

drying »

We = 4,5%

Eclatement d’angle

Eclatement d’angle

7

10

2,5

5

1,5

2

5,5

89

Mode de

conservation

Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée Longueur

de

l’écaillage,

[cm]

Hauteur de

l’écaillage,

[cm]

Profondeur de

l’écaillage, [cm]

Surface

écaillée,

[%]

Mode

« drying »

We=4,2%

Eclatement de surface

Eclatement d’angle

18

10

15

9

1,5

2,0

26,6

90

Mode de conservation

Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée Longueur de

l’écaillage, [cm]

Hauteur de l’écaillage,

[cm]

Profondeur de l’écaillage, [cm]

Surface écaillée,

[%]

Mode

« drying »

We = 4,1%

Eclatement de surface

9

12

1,0

6,9

Mode

«drying »

We = 4,1%

Eclatement d’angle

Eclatement d’angle

Eclatement de surface

10

6

6,5

9

6

7

1,5

1,5

3

14,6

91

Mode de conservation

Photographie et dessin de l’éprouvette écaillée

Longueur de

l’écaillage, [cm]

Hauteur de l’écaillage,

[cm]

Profondeur de l’écaillage, [cm]

Surface écaillée,

[%]

Mode

«non drying »

We = 4,5%

Eclatement de surface

Eclatement de surface

Eclatement d’angle

8,5

7

12

11

4

4

0,7

0,5

1,2

11,4

92

En présence des fibres métalliques ou de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques,

la fissuration au centre de l’éprouvette n’est plus remarquée (Figure 54). Nous pouvons

supposer que les fibres métalliques, en reprenant l’effort de traction empêchent l’ouverture

des fissures.

Aucune différence visuelle n’a été trouvée entre les bétons CPP 1,5 (12 mm) et CPP 1,5 (6

mm).

Après fendage des éprouvettes CPP 0,75 (Figure 51) et Créf(C), il est observé sur le premier

centimètre proche de la surface l’apparition d’une bande jaunâtre. Ce changement de couleur

peut être dû à la présence de l’oxyde de fer (Fe2O3) dans le ciment (2,35 %). Xiao (Xiao and

Falkner 2006) ont observé également une couleur marron des éprouvettes après 600°C.

D’après l’auteur cette variation de couleur l’auteur attribue au changement de la texture et

de la composition du béton, ainsi qu’à l’expansion et destruction des cristaux lors du

chauffage.

En ce qui concerne les éprouvettes des compositions de béton de silex Créf(X) et CPPS 1,5-

30(X), des éclatements de granulats induisant un départ de pâte au droit de ceux-ci et des

éclatements d’angle ont été observés. Ces éprouvettes ont présenté une forte densité de

fissures en surface (Figure 55, Figure 56). La profondeur d’écaillage des éprouvettes de bétons

de référence avec les granulats de silex est voisine de 2 cm. La surface écaillée des éprouvettes

de béton Créf(X) est d’environ 2,1 % de la surface totale. La surface écaillée des éprouvettes

de béton CPPS 1,5-30 (X) est d’environ 1,8 % de la surface totale. L’instabilité thermique des

granulats de silex peut être liée à leur faible porosité et à la présence d’eau liée et des silanols

dans la structure minérale de la silice de ces granulats de silex qui peut générer des

surpressions dans les pores pendant le chauffage (Xing 2011).

Figure 54 Absence de fissurations au sein de l’éprouvette CPPS 1,5-30 (We = 4,8%)

93

Les formulations de bétons de cocktail de fibres CPPS 0,75-30, CPPS 1,5-30, CPPS 0,75-60 et

CPPS 1,5-30 se sont avérées efficaces contre l’instabilité thermique. Aucune détérioration n’a

été observée à l’œil nu, ni à la surface, ni à l’intérieur des éprouvettes testées (Figure 57). Le

mélange des fibres de polypropylène et métalliques semble bien être une solution efficace

pour limiter l’endommagement du béton au cours du chauffage.

Il est intéressant de noter qu’un ajout de seulement 0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène au

béton CS 60 (qui a écaillé fortement au cours du chauffage) devenu alors CPP 0,75-60 a permis

d’empêcher l’écaillage.

Figure 56 Eclatement de surface de granulats CPPS 1,5-30 (X) (We = 4,8%)

Figure 55 Eclatement de surface de granulat Créf(X) (We = 4,3%)

94

Le blanchissement des granulats calcaires est constaté sur la partie extérieure de toutes les

compositions de bétons contenant ces granulats. Ce changement de couleur est dû à la

décarbonatation de la calcite.

Le Tableau 11 présente le récapitulatif des dégradations de l’ensemble des bétons testés. Il

est important de noter que la dispersion des résultats d’instabilité thermique par rapport à

chaque formulation est quasi-nulle.

CPPS 0,75-30 CPPS 1,5-30

Figure 57 Les formulations de béton CPPS 0,75-30 et de béton CPPS 1,5-30, qui sont restées intactes après le feu ISO

95

Tableau 11 Récapitulatif des dégradations de bétons

Bétons

Type de dégradation Ecaillage Fissuration

sur la

surface,

écaillage des

granulats

Fissuration à

l’intérieur de

l’éprouvette

Pas de

dommage

visible

Créf (C) - - + -

Créf (C) «drying» - + + -

Créf (X) - - + -

CPP 0,75 - - + -

CPP 1,5 (12 mm) - - + -

CPP 1,5 (6 mm) - - NE* NE

CS 60 + + - -

CPPS 0,75 - 30 - - NE NE

CPPS 1,5 - 30 - - - +

CPPS 0,75 - 60 - - - +

CPPS 1,5 – 30 (X) - + + -

NE* - éprouvette non examinée

D’après Harmanthy (Harmathy 1964), un béton susceptible d’écailler ne subira pas

d’instabilité thermique s’il est préalablement séché sur une épaisseur de 20 à 30 mm en

surface. Hertz (Hertz 2003) considère que la teneur en eau massique du béton inférieure à 3%

est un facteur limitant le phénomène d’éclatement. Dans notre cas, l’ordre de grandeur

d’écaillage ne varie pas en fonction du mode de conservation et donc, de l’humidité initiale

de l’éprouvette. Bien que la teneur en eau de certaines éprouvettes dépasse 3 %, seuil défini

dans l’Eurocode 2, aucun éclatement des éprouvettes de référence n’a été observé.

Mindeguia (Mindeguia et al. 2014) a réalisé des tests de chauffage sur les éprouvettes

prismatiques (300 x 300 x 120 m3) de 61 MPa jusqu’à 800°C. Trois modes de conservation des

éprouvettes ont été testés : la conservation à 20°C et 50 % d’humidité relative (HR) (We = 3,5

%), le préséchage à 80°C (We = 0,0 %) et la conservation dans l’eau à 20°C (We = 4,6 %). Les

éprouvettes préséchées à 80°C n’ont pas écaillé au cours du chauffage. Nos résultats

corroborent ceux de Mindeguia (Mindeguia et al. 2014) sur ce point. Les éprouvettes gardées

dans l’eau ont présenté moins d’écaillage que les éprouvettes conservées à 20°C et à 50 % HR.

L’auteur explique ce résultat par un préalable endommagement de la surface d’éprouvette

saturée en eau. En effet, la conservation des éprouvettes dans l’eau induirait une fissuration

plus précoce de la surface des éprouvettes saturées lors du chauffage, ce qui faciliterait par la

suite le transport de vapeur d’eau et en augmentant la perméabilité des bétons.

96

Dans notre étude, les éprouvettes gardées dans des sacs plastiques à une HR de 100 % et les

éprouvettes préséchées ont présenté le même niveau de stabilité thermique.

4.2 Evolution de la température dans le four

La Figure 58 présente l’évolution de la température dans le four au cours du chauffage et du

refroidissement.

Des 15 thermocouples placés dans le four, trois n’ont pas fonctionné. La phase de

refroidissement des éprouvettes est réalisée par des ventilateurs des deux côtés du four. Nous

pouvons remarquer que la température baisse rapidement lors du refroidissement. La

répartition de température dans le four est homogène. La température maximale atteinte

dans le four après deux heures de chauffage est de 1084°C.

Une comparaison des températures maximale et minimale dans le four avec la température

de la courbe normalisée ISO 834 est présentée sur la Figure 59. Les trois courbes présentent

très peu de différences.

Figure 58 Evolution de température du chauffage et refroidissement dans le four en fonction du temps

0

200

400

600

800

1000

1200

0 200 400 600 800 1000

Tem

pé

ratu

re d

u f

ou

r (°

C)

Temps (min)

Tf 1

Tf 2

Tf 3

Tf 4

Tf 5

Tf 6

Tf 7

Tf 8

Tf 9

Tf 10

Tf 11

Tf 12

97

4.3 Evolution de température au centre des éprouvettes

Lorsque la température est de 1084°C dans le four, la température au centre des éprouvettes

varie de 906°C (CS 60) et à 738°C (CPPS 1,5 - 30).

La Figure 60 présente l’évolution de température au centre des éprouvettes des différents

bétons testés du mode 1. Nous observons un palier de montée en température pour les

bétons étudiés. Ce palier apparait à 100°C – 130°C et correspond à la consommation de

chaleur sous forme latente due au départ de l’eau libre et d’une partie de l’eau liée.

L’évolution de température des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 est plus rapide par rapport aux

autres bétons. Il est possible que cette différence soit due à une perturbation de mesure

(création de la fissuration au l’endroit de mesure) lors du chauffage.

Figure 60 Evolution de température au centre des éprouvettes

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 20 40 60 80 100

Tem

pér

atu

re a

u c

entr

e (°

C)

Temps (min)

Créf (X)

Créf(C)

CPP 0,75

CS 60

CPPS 1,5- 30

CPPS 0,75-30

CPPS 0,75-60

Figure 59 Courbes de température comparées à la courbe normalisée ISO 834

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120 150

Tf max

ISO 834

Tf min

98

Evolution de la température au centre des éprouvettes en fonction de la teneur en eau du

béton

La teneur en eau massique des éprouvettes varie de 2,1 à 5,2 %. La Figure 61 montre

l’évolution de la température au sein des éprouvettes de bétons de référence (Créf(C), Créf(X)

et Créf(C) « drying ») pour des teneurs en eau initiales différentes : 2,1 %, 4,7 % et 5,2 %. Les

deux courbes de Créf(X) et Créf(C) « drying » sont semblables entre 20°C et 130°C, tandis que

le béton Créf(C) n’a pas montré de palier. Nous supposons que la mesure a été visiblement

perturbée par la plus forte proximité des granulats au niveau de la sonde de température. La

vitesse de montée en température des courbes de bétons Créf(C) et Créf(X) pour des teneurs

en eau de We = 4,7% et 5,2 % sont plus élevées que celles du béton Créf(C) « drying » avec une

teneur en eau initiale We=2,1 %. Ceci est dû à la conductivité thermique plus élevée de l’eau

par rapport à l’air, contenu dans les pores.

4.4 Perte de masse des bétons

Le chargement thermique des bétons entraine une suite de dégradations au niveau

microstructural qui amènent à une perte de densité du matériau. L’étude de l’évolution de la

perte de masse en fonction de la température permet de quantifier la perte d’eau libre et

d’eau liée dans le béton. Le départ de l’eau libre se trouvant dans les pores a lieu entre 20 et

120°C (Noumowé 1995). L’eau liée des hydrates est adsorbée à la surface des composés

solides ou fait partie constitutive des hydrates. Cette eau liée nécessite une quantité de

chaleur plus élevée (une température plus élevée) pour être déliée et éliminée (120°C -

700°C).

Le Tableau 12 et la Figure 62 présentent la perte de masse des éprouvettes après le chauffage

en fonction du mode de conservation. On constate que la décarbonatation des granulats

Figure 61 L'influence de la teneur en eau sur l'évolution de la température des bétons Créf(C), Créf(X) et Créf(C) drying

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 50 100 150 200

Tem

pé

ratu

re (

°C)

Temps (min)

Créf(C)We=4.7%

Créf(X)We=5.2%

Créf (C) dryingWe=2.1%

99

calcaires entraine une plus grande perte de masse de l’ordre de à 3 % par rapport à celle des

bétons de granulats silex à partir de 750°C. Le détachement des morceaux de béton a généré

une perte de masse plus significative pour la formulation CS 60 vis-à-vis des autres

formulations. La perte de masse moyenne supplémentaire due à l’écaillage des éprouvettes

de béton CS 60 peut être estimée à 3 %. La masse supplémentaire est obtenue suivant la

formule Msupp = M avant le chauffage - (M après le chauffage + We).

Tableau 12 Perte de masse des éprouvettes après le chauffage

Bétons Perte de masse [%]

Mode 1 Ecart

type

Mode 2 Ecart

type

Mode 3 Ecart

type

Créf (C) 15,3 0,8 13,2 0,2 14,5 0,8

Créf (X) 12,0 0,2 - - 11,1 0,5

CPP 0,75 15,6 0,5 - - 13,6 0,0

CPP 1,5 (12 mm) 14,9 0,5 - - 14,6 0,2

CPP 1,5 (6 mm) 13,6 0,6 - - 13,3 0,4

CS 60 17,1 1,4 - - 16,9 1,6

CPPS 0,75 - 30 16,2 0,7 - - 13,6 0,4

CPPS 1,5 - 30 14,2 0,1 - - 13,8 0,7

CPPS 0,75 - 60 16,6 0,2 - - 13,6 0,7

CPPS 1,5 – 30 (X) 13,1 0,9 - - 12,4 0,3

Lors du chauffage, la perte de masse du béton est essentiellement due au départ de l’eau libre

et de l’eau liée, cependant d’autres phénomènes comme la décomposition du gypse (150 -

Figure 62 Perte de masse des différents bétons après chauffage de type ISO

02468

101214161820

Pe

rte

de

mas

se, %

Bétons

Mode 1

Mode 2

Mode 3

100

300°C), la deshydroxylation de la Portlandite (300 - 600°C), la décarbonation des granulats

calcaires (750 – 1000°C), etc. entrent également en jeu. Afin de comprendre l’influence des

paramètres intrinsèques à la formulation, un diagramme (Figure 63) qui présente la perte de

masse des éprouvettes de béton sans la teneur en eau massique initiale : Perte de masse’ =

Perte de masse – W0.

Lorsque la teneur en eau initiale libre des bétons Créf(C), Créf(X), CPPS 1,5-30 (X), CPPS 1,5

(12 mm), CPPS 1,5 (6 mm), CS 60, CPPS 1,5 -30 et CPPS 1,5 -30 (X) est soustraite, les pertes de

masse de ces bétons vis-à-vis des deux modes de conservation (mode 1 et mode 3) deviennent

proches. La quantité d’eau libre dans le béton influence la différence de la perte de masse. La

quantité d’eau totale (8 % environ) des bétons de granulats calcaires augmente

significativement la perte de masse due à la décarbonatation.

Le béton CS 60 perd la même masse de matière, quel que soit le mode de conservation (Mode

1 ou Mode 3). D’après ce résultat, il est possible de supposer que l’évolution de teneur en eau

n’influence pas le taux d’écaillage de la formulation CS 60.

5 Conclusion sur le comportement au feu des bétons

Onze formulations de béton contenant différents dosages et tailles de fibres de polypropylène

et de fibres métalliques ont été testées au feu ISO 834 pendant deux heures, en vue d’étudier

leur éventuelle instabilité thermique (écaillage, éclatement). Plusieurs paramètres ont été

analysés : la nature des granulats (calcaire et silex), la teneur en eau initiale (trois modes

différents) des éprouvettes, le dosage en fibres de polypropylène (0,75 et 1,5 kg/m3) et

métalliques (30 et 60 kg/m3) ainsi que la longueur de la fibre de polypropylène (6 et 12 mm).

Figure 63 Perte de masse moyenne des bétons en soustrayant la teneur en eau libre

0

2

4

6

8

10

12

14

Pe

rte

de

mas

se -

Wo

, %

Bétons

Mode 1

Mode 2

Mode 3

101

La résistance à la compression des bétons à 28 jours était comprise entre 54 et 80 MPa. La

variation de résistance à la compression a été attribuée à la nature des granulats ainsi qu’à

l’ajout de fibres métalliques.

La température réelle dans le four correspond à la courbe normalisée du feu ISO 834.

Aucun éclatement explosif d’éprouvette n’a été observé pour les différents modes de

conservation utilisés dans le cadre de cette étude et ce, quelle que soit la teneur en eau libre

des éprouvettes avant chauffage. Cette teneur en eau libre varie entre 2,1 % et 5,2 %.

Quelques éclatements de granulats en surface de béton et une forte densité de fissurations

des bétons de granulats de silex Créf(X) et CPPS 1,5 -30 (X) ont été observés. Ceci est lié au

caractère instable de ces granulats qui éclatent à une température entre 150°C et 450°C.

Des fissurations internes ont été observées après fendage d’éprouvettes de bétons de

référence et des bétons contenant des fibres de polypropylène (Créf(C), CPP 0,75, CPP 1,5 (12

cm), CPP 1,5 (6 cm)). Nous supposons que ces fissurations, qui ont pu avoir lieu lors du

chauffage et/ou refroidissement, sont dues aux contraintes de compression et de traction

d’origine thermo-hydrique développées au centre et en surface des éprouvettes. Aucune

fissuration au sein des bétons contenant un de cocktail de fibres n’a été observée.

Une friabilité importante des fibres métalliques après la sollicitation thermique ISO a été

observée. En effet, la perte de résistance mécanique de la fibre métallique au sein du béton,

ainsi que sur la périphérie, est due à l’oxydation (500°C) et ensuite à la corrosion (700°C) de

l’acier.

Le béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques (CS 60) a présenté une forte instabilité

thermique avec un détachement de morceaux de béton pouvant aller jusqu’à 27% de la

surface totale de l’éprouvette. L’ajout de 0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène (CPPS 0,75-

60) a permis d’éviter l’écaillage de ces bétons contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Suite

à cette constatation, les formulations de béton (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont été

choisies, afin de mener une étude sur l’évolution des propriétés thermiques, hydriques et de

la microstructure en fonction de la température. L’objectif de ces investigations est de

comprendre l’origine des mécanismes conduisant à l’écaillage des formulations CS 60 et à

l’inverse protégeant les CPPS 0,75-60. Une étude des performances mécaniques est aussi

menée afin de quantifier l’apport du cocktail sur le comportement post-incendie.

102

Chapitre 4 - Influence des fibres sur

l’évolution des propriétés du béton avec la

température

103

1 Introduction

Les résultats présentés dans le chapitre précèdent mettent en évidence, pour une même

formulation de béton, l’influence négative d’un fort dosage en fibres métalliques et à l’inverse

le rôle favorable d’un faible pourcentage de fibres de polypropylène sur la stabilité thermique

des bétons. Ainsi cette partie du mémoire est tout d’abord dédiée à l’apport des fibres sur

l’évolution des paramètres physiques et microstructuraux des bétons pouvant expliquer les

différences de stabilité thermique observées. De plus, l’impact des fibres sur le comportement

du béton post incendie est évalué suite à une caractérisation des performances mécaniques

résiduelles. Sur la base des essais sous feu ISO, les trois formulations de béton suivantes ont

été sélectionnées afin de mener une étude de caractérisation en fonction de la température.

1. Le béton de référence Créf (C), qui a présenté des fissurations au centre de

l’éprouvette.

2. Le béton de fibres métalliques CS 60, qui a présenté un fort écaillage, allant

jusqu’à 27 % de la surface des éprouvettes.

3. Le béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques CPPS 0,75-60,

qui n’a pas montré des endommagements macroscopiques vis-à-vis du feu.

Dans un premier temps, le dispositif expérimental de chauffage - refroidissement ainsi que les

différents essais utilisés pendant et après chauffage pour caractériser l’influence des fibres sur

l’évolution des différentes propriétés des bétons avec la température sont présentés.

L’analyse de l’évolution des propriétés physiques et de la microstructure en fonction de l’ajout

des différents types de fibres est ensuite abordée. Puis l’évolution des propriétés de transfert

de chaleur et de masse en fonction de la température pour les différentes formulations de

béton est exposée. Sur la base de l’ensemble de ces caractérisations, s’en suit une discussion

sur l’impact des fibres sur la stabilité thermique des bétons sous feu ISO. Une étude des

propriétés mécaniques résiduelles permet enfin de compléter l’analyse de l’apport des fibres

en s’intéressant au comportement post-incendie du béton.

Dispositif expérimental de chauffage

Mesures physiques

L’objectif de la première étude expérimentale est de mettre en évidence l’influence des

différentes fibres sur l’évolution de la microstructure et des propriétés de transferts des

bétons. Pour cela, deux cycles de traitement thermique de 200 et 500°C ont été choisis en

fonction de la fin de fusion (160°C) et de vaporisation (400°C) des fibres de polypropylène. Un

104

troisième cycle de 300°C a été intégré pour les essais de perméabilité, afin de préciser

l’évolution de la perméabilité au sein du matériau (Figure 64).

Mesures mécaniques

Une deuxième campagne d’expérimentations a été réalisée afin de comparer les

performances mécaniques résiduelles des deux formulations ne présentant pas d’écaillage

sous feu ISO : le béton de référence Créf(C) et le béton de cocktail de fibres CPPS 0,75-60. Les

cycles de traitement thermique ont constitué au chauffage jusqu’aux paliers de températures

de 300, 600, 750, ou 900°C et puis au refroidissement jusqu’à la température ambiante (Figure

65). Ces températures sont choisies en fonction des températures de la décomposition de C-

S-H (300°C), de la déshydratation des silicates de calcium et de la décomposition du carbonate

de calcium (600°C, 750°C et 900°C).

0

100

200

300

400

500

600

0 12 24 36

Tem

p. (

°C)

Temps (h)

Cycle theo.200°C

Cycle theo.300°C

Cycle theo.500°C

Figure 64 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C), CPPS 0.75-60 et CS 60 pour l’étude des phénomènes de transfert

Figure 65 Cycles théoriques de chauffage-refroidissement imposés aux bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 pour l’étude des caractéristiques mécaniques résiduelles

105

Mesures thermiques

Les mesures de la conductivité thermique et de la capacité thermique ont été réalisées durant

le chauffage jusqu’à 600°C et le refroidissement avec un pas de 50°C.

Toutes les éprouvettes ont été chauffées à une vitesse de 0,5°C/min, suivi d’un palier d’une

heure, puis refroidies à une vitesse moyenne de 0,5°C/min jusqu’à la température ambiante.

La vitesse de montée en température est choisie conformément aux recommandations RILEM

(RILEM Recommendations 2007) en fonction du diamètre de la plus grande éprouvette (15 x

30 cm), afin de limiter les gradients thermiques dans l’échantillon et d’assurer l’homogénéité

de température au sein du matériau. L’évolution de la température au sein du matériau a été

mesurée sur 2 éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm équipées d’un thermocouple au centre,

pour 750 et 900°C.

Les essais sont réalisés dans un four électrique programmable, de dimensions intérieures 1100

x 1200 x 1100 mm (L x P x H), de puissance 150 kW (Figure 66). La température maximale du

four est de 1100°C. Le pilotage du four est réalisé à l’aide d’un régulateur programmeur TC

405/30 auquel sont reliés les thermocouples. Deux thermocouples mesurent la température

dans le four, deux thermocouples sont posés en surface des éprouvettes. Les thermocouples

sont placés à différents endroits dans le four afin de vérifier l’homogénéité de température

lors du chauffage. Les mesures sont effectuées toutes les 30 secondes et enregistrées

directement sur l’ordinateur moyennant la centrale d’acquisition.

Le thermocouple de régulation a été posé sur la surface de l’éprouvette. En effet, la

température cible correspond à la température de surface de l’éprouvette et non de l’air du

four.

Figure 66 Four électrique de dimensions 1100 x 1500 x 1000 mm

106

2 Méthodes

2.1 Mesure des propriétés physiques après chauffage

Mesures de la perte de masse et des porosités à l’éthanol et sous

pression de mercure

Perte de masse

Durant le chauffage le béton perd une masse liée au départ de l’eau libre contenue dans les

capillaires, de l’eau liée présente dans les hydrates, ainsi qu’à d’autres phénomènes comme

la décarbonatation.

Les éprouvettes ont subi deux différents cycles de traitement thermique :

1. Les cycles de 300°C jusqu’à 900°C afin de déterminer les propriétés

mécaniques des bétons (formulations de bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60);

2. Les cycles de 200°C jusqu’à 500°C pour étudier les propriétés physiques,

thermiques, hydriques et la microstructure des bétons (formulations de bétons

Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60).

Suite à ces chauffages, deux suivis indépendants de perte de masse sont réalisés. Dans le

premier cas, la pesée de sept éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm avant et après le chauffage

a été effectué. Dans le deuxième cas, la perte de masse a été mesurée sur les disques de 5 cm

de hauteur et de 15 cm de diamètre qui ont servi par la suite aux essais de perméabilité. La

perte de masse a été déterminée d’après le protocole indiqué dans le Chapitre 3.

Masse volumique et porosité à l’éthanol

Les essais de porosité et de la masse volumique ont été effectués avec de l’éthanol, afin

d’éviter une réhydratation de la pâte de ciment chauffée. La porosité accessible à l’éthanol

est inférieure à la porosité accessible à l’eau du fait de la taille de la molécule d’éthanol, plus

importante que celle de l’eau. D’après Laneyrie (Laneyrie 2014) l’écart entre la porosité à

l’éthanol et la porosité à l’eau à la température ambiante est de 2,3 % (18 % - P à l’éthanol,

20,3 % - P à l’eau) pour un béton ordinaire recyclé de laboratoire avec un rapport E/C de 0,6.

La procédure de mesure est conforme à la norme NF P18-459 (AFNOR 2010). Des quarts

d’éprouvettes cylindriques de 15 cm de diamètre et de 5 cm de hauteur sont conservés dans

l’étuve à 80°C jusqu’à la masse constante. La masse est réputée constante lorsque deux pesées

successives réalisées à 24 h d’écart, avec la conservation dans l’étuve ne diffèrent pas de plus

de 0,05% entre elles (AFNOR 2010). Le corps d’épreuve est placé dans l’appareillage à vide. Le

vide est maintenu pendant 4 heures. Ensuite, l’échantillon est recouvert d’environ 20 mm

d’éthanol. La pression de 25 mbar est maintenue pendant 24 heures. Les pesées sont réalisées

immédiatement après le débranchement de la pompe et l’ouverture du récipient. Quatre

corps d’épreuve sont testés pour chaque type de béton.

107

La masse volumique sèche est calculée selon l’équation suivante :

𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑖𝑞𝑢𝑒 𝜌 = 𝑚𝑠𝑒𝑐 × 𝜌𝑒𝑎𝑢

𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚

La porosité P, exprimée en pourcentage volumique, est donnée par l’équation suivante :

𝑝𝑜𝑟𝑜𝑠𝑖𝑡é 𝑃 = 𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑒𝑐

𝑚𝑠𝑎𝑡 − 𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚

× 𝜌𝑒𝑎𝑢 × 100

Avec :

𝑚𝑠𝑎𝑡 la masse d’échantillon saturé séché en surface. Après l’extraction du corps d’épreuve

de l’éthanol, l’échantillon est essuyé rapidement et soigneusement à l’aide d’un linge humide,

afin d’éliminer l’éthanol superficiel, sans toutefois retirer l’éthanol des pores. La difficulté de

cette procédure consiste à rendre la balance stable, car l’évaporation de l’éthanol en surface

est immédiate [g],

𝑚𝑠𝑒𝑐 la masse de l’échantillon sec après étuvage. La masse est mesurée après au moins 3 h

du refroidissement du corps d’épreuve dans le dessiccateur à 20 ± 2°C [g],

𝑚𝑠𝑎𝑡𝑖𝑚 la masse de l’échantillon saturé immergé. Le corps d’épreuve est placé dans le système

de suspension de la balance hydrostatique et pesé complètement immergé à 0,01% près [g],

𝜌𝑒𝑎𝑢 la masse volumique de l’eau [g/cm3].

La mesure de la porosité à l’éthanol permet de déterminer la porosité totale de l’éprouvette,

mais ne permet pas de déterminer de manière quantitative la structure poreuse d’un solide,

par conséquent, afin de déterminer la distribution de la taille de pores, des mesures par

porosimètrie au mercure sont réalisées.

Porosité au mercure

Le principe de cette technique se base sur le comportement non-mouillant du mercure par

rapport au solide. Le mercure pénètre dans un réseau poreux sous une pression, donnée par

l’équation de Laplace :

𝑃 = 2𝜎. 𝑐𝑜𝑠𝜃

𝑅

Avec P la pression capillaire [MPa],

𝜎 la tension de surface du mercure (𝜎 = 0,48 N.m-1),

𝜃 l’angle de contact mercure-solide (𝜃 = 140°),

R le rayon d’accès au pore [m].

108

L’essai porosimètrique se déroule en deux phases : l’injection et le retrait du mercure. La

première phase d’injection ou drainage correspond à une montée en pression progressive qui

se traduit par un déplacement et un remplacement de la vapeur de mercure par le mercure

liquide, d’abord par remplissage des pores aux accès les plus larges, puis de ceux ayant des

accès de plus en plus petits. A chaque augmentation de pression, il est possible de déterminer

le volume de mercure injecté et ainsi de trouver la distribution de ce volume en fonction de la

pression.

La seconde phase correspond au relâchement de la pression. Le mercure liquide quitte le

réseau poreux et le milieu est progressivement imbibé par la vapeur de mercure en

commençant par les capillaires les plus fins. A la fin de cette procédure, une partie du mercure

n’est pas évacuée et reste dans les pores du matériau. Ce type de porosité est appelé

« piégée».

Les essais sont réalisés avec un porosimètre MICROMETRICS Autopore IV du laboratoire de

Génie Civil et géo-Environnement sur le site de l’école de Mines de Douai. L’exécution d’essai

se passe en deux étapes : premièrement sous basse pression et ensuite sous haute pression

jusqu’à 200 MPa. La gamme des pores mesurés est de 0,003 à 360 µm. Les échantillons de 2

cm3 sont séchés dans une étuve à 80°C jusqu’à la masse constante et ensuite placés dans le

pénétromètre. Les tailles de pénétromètre varient en fonction de la porosité totale

d’échantillon étudié.

Les données, issues de la manipulation sont traitées à l’aide des graphiques du volume cumulé

de mercure injecté en fonction de la distribution des rayons d’accès de pores. Le volume

cumulé de mercure est calculé en échelle logarithmique à partir des valeurs de pression

appliquée.

Les résultats de la porosimètrie mercure permettront de connaître la répartition du diamètre

de pores. La valeur de la porosité totale, donnée par cette technique est à priori moins

représentative que la valeur de porosité à l’eau réalisée sur de plus grands échantillons.

2.2 Mesures des propriétés de transfert en fonction du chauffage

Mesures de la perméabilité résiduelle

Les mesures de la perméabilité résiduelle ont été réalisées dans l’Institut de recherche en

Génie Civil et Mécanique sur le site de Saint-Nazaire.

Les essais de perméabilité ont été effectués conformément à la norme XP P18-463 (AFNOR

2011a). Les éprouvettes 15 x 30 cm sont découpées à l’aide d’une scie à eau en disques de 5

cm d’épaisseur en éliminant les extrémités, comme sur la Figure 67 (a). Ensuite, les corps

d’épreuve sont pesés.

Les éprouvettes non chauffées ont été présechées dans une étuve à 80°C jusqu’à la masse

constante, afin d’éliminer toute l’eau contenue dans l’échantillon. Les autres éprouvettes ont

109

été chauffées à 200, 300 et 500°C. A la fin de traitement thermique, tous les échantillons sont

pesés une dernière fois de manière à quantifier la matière perdue. Ensuite les échantillons

sont placés dans des sacs étanches pour préserver leur état hydrique.

Les faces latérales des corps d’épreuve ont été enrobées avec de l’aluminium autocollant

(Figure 67 (b)), afin de s’assurer que le flux de gaz traverse seulement les bases de l’éprouvette

(faces sciées).

Afin de déterminer la perméabilité apparente au gaz (azote), un dispositif CEMBUREAU a été

utilisé. Un échantillon de dimensions Ø 150 x 50 mm est introduit dans la machette en

polyuréthane repositionnée dans la cellule d’essai. Un disque métallique strié et placé en

dessous de l’éprouvette et les joints en caoutchouc sont placés par-dessus, afin d’améliorer

l’étanchéité entre les bords latéraux et le couvercle métallique. Une fois le corps d’épreuve

en place, nous remplissons la chambre à air de gaz jusqu’à la pression de 5 bar. La pression

latérale est supérieure à la pression d’injection pour assurer le maintien et l’étanchéité

latérale de l’éprouvette. L’éprouvette est prête à la mesure de la perméabilité apparente

après un temps de stabilisation.

Le principe de fonctionnement du perméamètre repose sur l’application d’une pression

constante à l’entrée de l’éprouvette et la mesure du débit de gaz (azote) à l’entrée et en sortie,

après la stabilisation de pression, lorsque le régime stationnaire est atteint. Les débits en

amont et en aval de l’échantillon ont été mesurés en utilisant les débitmètres massiques à

capacités différentes : 150 ml/min pour les bétons non chauffés et 2 l/min pour les bétons

chauffés. Ensuite la conversion du débit massique à un débit volumique a été réalisée.

La Figure 68 montre l’ensemble du dispositif de mesure de perméabilité au gaz. Les mesures

ont été réalisées à 20°C et à une humidité relative de 75 %. Trois disques différents par cycle

thermique sont testés avec cinq mesures pour chaque disque.

Figure 67 Découpage des éprouvettes pour les essais de perméabilité (a), échantillon après le sciage, enrobé de film aluminium (b)

(a)

(b)

110

La perméabilité apparente Ka est déterminée d’après la formule suivante :

𝐾𝑎 = 2 × µ × 𝑄 × 𝑙 × 𝑃𝑎𝑡𝑚

𝐴(𝑃12 − 𝑃𝑎𝑡𝑚

2 )

Avec µ la viscosité dynamique du diazote N2 [Pa.s],

Q le débit volumique du gaz à la sortie [m3/s],

Patm la pression atmosphérique [Pa],

𝑙 l’épaisseur du corps d’épreuve en [m],

A la section de l’échantillon en [m2],

P1 la pression absolue de gaz à l’entrée en [Pa].

La perméabilité intrinsèque Kint est déduite des perméabilités apparentes avec la correction

proposée par Klinkenberg :

Pmoy : 𝐾𝑎 = 𝐾𝑖𝑛𝑡(1 + 𝛽

𝑃𝑚𝑜𝑦)

Avec 𝛽 le facteur de Klinkenberg en [Pa], qui dépend du gaz utilisé et

Pmoy la moyenne de la pression absolue d’injection et de la pression absolue de sortie en [Pa].

La perméabilité intrinsèque Kint, ne dépendant que de l’écoulement visqueux, agit sur tout le

volume contenu dans le capillaire, ou sur toute la section droite considérée, tandis que la

Figure 68 Dispositif de mesure de perméabilité, vue globale

Bouteille de

gaz (azote)

Détendeur

Capteur de T°, P atm, HR

Système d’enregistrement des données

Cel

lule

CEM

BU

RA

U Débitmètres d’entrée et de sortie

111

perméabilité apparente Ka dépend aussi de l’écoulement par glissement et ne s’annule pas,

quelle que soit la dimension du rayon capillaire de pores (Figure 69).

Dans cette étude, la détermination de la perméabilité intrinsèque avec la correction de

Klinkenberg est faite graphiquement en traçant la régression linéaire des points

expérimentaux de perméabilité apparente Ka en fonction de l’inverse de la pression moyenne

1/Pmoy (Figure 69). Ce graphique s’obtient pour des pressions d’injection différentes : 2,6 ; 2,1 ;

1,7 ; 1,2 ; 1,1 bar.

Mesure des propriétés thermiques pendant le chauffage

Les transferts de chaleur dans les bétons ont lieu essentiellement par conduction. En régime

permanent, la conduction est régie par la conductivité thermique λ (W/mK) selon la loi de

Fourrier. En régime transitoire, la conduction est caractérisée par la diffusivité thermique a

(m2/s), qui représente la vitesse de réponse du matériau pour transmettre un signal de

température. Elle est reliée à la conductivité (λ) et à la chaleur massique Cp (kJ/(kg.K)) par

formule :

𝑎 = 𝜆

𝜌 × 𝐶𝑝

Avec 𝜌 la masse volumique du matériau [kg.m-]3,

Cp la capacité thermique massique du matériau en [kJ/(kg.K)].

Afin de mesurer l’évolution de ces paramètres en fonction de la température, un dispositif

Hot-Disk TPS 1500 (Thermoconcept), utilisant le principe de la méthode TPS (source plane

transitoire), est utilisé. Cette méthode consiste à appliquer sur un échantillon à l’équilibre

isotherme une perturbation thermique et à mesurer une température en fonction du temps.

R² = 0,9995

0

2E-15

4E-15

6E-15

8E-15

1E-14

1,2E-14

0,E+00 5,E-06 1,E-05 2,E-05 2,E-05

Ka(m

²)

1/Pm(1/MPa)

Kint

Ecoulement par glissement

Ecoulement visqueux

Ka

Figure 69 Exemple d'une perméabilité, mesurée après un chauffage à 500°C du béton de référence

112

La particularité de la sonde Hot Disk (TPS) repose sur l’utilisation à la fois comme source de

chaleur et sonde thermique. Nous mesurons la résistance de la sonde à partir du changement

du voltage à travers celle-ci pendant l’impulsion de chaleur. L’élément TPS qui a une résistance

plus grande qu’un thermocouple indépendant rend la mesure plus simple à mettre en œuvre.

Le Hot Disk permet de mesurer la conductivité et la chaleur spécifique volumique et déduire

la diffusivité thermique.

Le dispositif est composé d’un four de capacité 5 litres pouvant atteindre 1200°C et piloté par

le logiciel du Hot Disk, d’un ordinateur de mesure et d’une centrale d’acquisition automatique

de données à laquelle la sonde Hot-Disk est reliée (Figure 70 (a)). Dans le cadre de cette étude,

des sondes de type kapton de rayon 9,868 mm pour les essais à la température ambiante et

mica de rayon 14,610 mm pour les essais à hautes températures sont utilisées.

d

Les échantillons du béton sont des disques de 15 cm de diamètre et de 5 cm de hauteur coupés

en deux. Leurs surfaces ont été poncées pour permettre un bon

contact avec la sonde, qui sera en sandwich entre deux

échantillons (Figure 70 (b)).

Pendant le temps de maturation (90 jours minimum), les

éprouvettes 15 x 30 cm ont été gardées dans des sacs plastiques

avec des chiffons humides. A la fin de maturation, les éprouvettes

sont découpées à l’aide d’une scie à eau en disques d’environ 4,5

cm d’épaisseur et coupées en deux parties en enlevant 1 cm de

chaque côté, comme présenté sur la Figure 71. Après le

découpage les échantillons sont mis dans une étuve à 80°C

jusqu’à ce que leur masse soit stable (3 semaines environ). Avant

le test, les éprouvettes sont sorties de l’étuve pour le

Figure 70 Dispositif de mesure des propriétés thermiques (a), paire d'échantillons dans le four piloté par le logiciel du Hot Disk (b)

(a)

Four électrique

Centrale d’acquisition

Ordinateur

(b)

15 cm

1 cm

Figure 71 Découplage de l'éprouvette 15 x 60 cm pour les essais de la conductivité thermique

113

refroidissement et mis dans des sacs étanches pour préserver leur état hydrique. Les

éprouvettes sont prêtes à l‘essai lorsque leur température est égale à la température

ambiante.

Les propriétés thermiques ont été mesurées à chaud de la température ambiante jusqu’à

600°C et au refroidissement de 600°C jusqu’à la température ambiante (600°C – 20°C – 600°C).

Les mesures ont été réalisées toutes les 50°C avec une rampe de 0,5°C/min. Chaque valeur

retenue est la moyenne de 5 valeurs obtenues sur 2 échantillons de chaque béton. Un délai

d’une heure entre chaque mesure est imposé, afin d’éviter toute perturbation éventuelle due

à la mesure précédente. Les paramètres de réglage sont présentés dans le Tableau 13.

Tableau 13 Paramètres de réglage de l'essai de la conductivité thermique

Paramètres de réglage Valeurs

Puissance 0,8 watt

Durée de mesure 160 s

Suivi de la réponse thermique des éprouvettes

Lors du cycle de chauffage – refroidissement des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 de

900°C, nous avons prévu de mettre un thermocouple au centre (Tcentre) des éprouvettes 15

x 30 cm, ainsi qu’en surface (Tsurface) (Figure 72), afin de déterminer la différence de

température entre la surface et le centre de l’éprouvette (∆T = Tsurface – Tcentre).

Afin de s’assurer du bon positionnement du thermocouple au centre de l’éprouvette, nous

suivons une procédure rigoureuse. Tout d’abord il est nécessaire d’effectuer une ouverture

sur le bord latéral du moule en carton qui correspond au diamètre du thermocouple. Ensuite

nous remplissons le moule en béton à moitié (Figure 73 (a)) et insérons 7,5 cm de

thermocouple au centre du moule. Lorsque la deuxième moitié du béton est versée, le

thermocouple est fixé par le scotch à l’extérieur, comme montré sur la Figure 73 (b), pour une

meilleure fixation pendant la vibration.

Thermocouple

en surface

Thermocouple

au centre

30

cm

15

cm

15

cm

Figure 72 Disposition des thermocouples dans les éprouvettes 15 x 60 cm et 10x 10 x 40 cm

114

2.3 Observations microscopiques

La microscopie électronique à balayage est une technique d’observation fondée sur

l’interaction d’un faisceau électronique incident avec un échantillon. Cette interaction conduit

entre autres à l’émission d’électrons secondaires (Figure 74 (a)) et rétrodiffusés (Figure 74 (b))

que l’on utilise dans la formation des images point par point, ainsi qu’à l’émission de photons

X (Figure 74 (c)) caractéristiques des atomes sources qui permettent une analyse chimique

semi-quantitative par spectrométrie à dispersion d’énergie.

L’appareil utilisé pour cette étude est un modèle LEICA S430i avec une tension d’accélération

de faisceau de 15 à 20 KeV et un courant de sonde de 150 à 250 PA. Deux échantillons par

formulation ont été observés pour les températures de 80, 200 et 500°C. Les échantillons

séchés dans l’étuve (80°C) ou chauffés (200 et 500°C) sont immergés dans la résine après le

refroidissement et ensuite métallisés au nickel (Figure 75).

(c) (b) (a)

Figure 74 Interaction entre la matière et les électrons : électron secondaire (a), électron rétrodiffusé (b), rayon X (c)

Ouverture pour le

thermocouple

Figure 73 Processus d'installation du thermocouple au cœur de l'éprouvette : remplissage du moule à moitié (a), mis en place de thermocouple (b)

(a) (b)

115

2.4 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles

Essai de compression uniaxiale

Pour chacune des formulations et chaque

cycle de chauffage, quatre éprouvettes de

dimensions 11 x 22 cm sont surfacées au

soufre conformément à la norme NF EN

12390-324 (AFNOR 2003) ce qui permet un

parallélisme entre les surfaces opposées

évitant l’apparition d’un moment parasite

pendant l’essai. Une fois les éprouvettes

surfacées, il est nécessaire d’attendre au

moins deux heures pour réaliser l’essai

mécanique. Ensuite l’éprouvette est placée

sur la presse INSTRON de 3000 kN et chargée

de 0,5 MPa.s-1 jusqu’à la rupture (Figure 76).

Figure 75 Echantillons, mis dans la résine, métallisés au nickel et ensuite observés au MEB

500°C

200°C

80°C

Figure 76 Dispositif de mesure de la résistance mécanique

Ordinateur

Presse

hydraulique

116

Mesure du module d’élasticité

Le module d’élasticité statique est mesuré en conformité

avec la norme EN 12390-13 (AFNOR 2013). L’essai est

mené sur trois éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm (Figure

77) par formulation de béton et palier de température.

L’éprouvette est liée au bâti extensométrique par le biais

de six pointeaux à vis fixés sur les deux anneaux et faisant

entre eux un angle de 120°. Les anneaux sont reliés par

trois capteurs de type LVDT positionnés aussi à 120°

autour de l’éprouvette. Les capteurs mesurent les

déplacements verticaux avec une course de 2 mm d’une

précision de 1 µm. Ils sont reliés à un conditionneur

délivrant une tension électrique de 10 volts, lui-même relié

à un ordinateur pour l’enregistrement des données. La

distance entre deux anneaux est de 167 mm.

Après avoir déterminé le chargement maximal Fmax sur une autre éprouvette, trois cycles de

chargement – déchargement sont réalisés à un taux de chargement de 0,5 MPa/s et une

charge limite de 0,3Fmax. Le calcul du module d’élasticité se fait à partir du second cycle tout

en vérifiant que le module obtenu au troisième cycle ne diffère pas plus de 10 %.

Essai de traction par flexion

Les essais de traction sont réalisés conformément à la norme NF EN 12390-5 (2012) (AFNOR

2012c) sur un dispositif avec deux rouleaux supérieurs de distance 10 cm et deux rouleaux

inférieurs de distance 30 cm. Trois éprouvettes prismatiques de dimensions 10 x 10 x 40 cm

par formulation et palier de température ont été soumises à un chargement de 0,05 MPa/s

(Figure 78) jusqu’à la rupture. La charge maximale est enregistrée au cours de l’essai ainsi que

la courbe contrainte-déplacement. La résistance à la traction est obtenue par la formule

suivante : 𝜎𝑓 = 3𝐹

𝑎2 avec F désignant la valeur de la charge maximale appliquée à la rupture.

Figure 77 Dispositif expérimental pour la mesure du module d'élasticité

Figure 78 Dispositif expérimental pour l'essai de traction par flexion

10 cm

30 cm

117

3 Résultats expérimentaux et discussion

3.1 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante

Le Tableau 14 récapitule les propriétés des trois bétons étudiés (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-

60) à la température ambiante. Les performances mécaniques des bétons CS 60 n’ont pas été

mesurées.

Tableau 14 Propriétés des bétons étudiés à la température ambiante ou après séchage

Propriétés Créf(C) CS 60 CPPS 0.75-60

Porosité à l’éthanol,

[%]*

Moyenne 11,2 8,5 8,6

Ecart type 0,9 0,2 0,3

Pourcentage de

pores (porosité au

mercure), [%]*

< 0.1 µm 15 33 58

> 0.1 µm et < 5

µm

80 56 36

> 5 µm 5 11 6

Perméabilité

intrinsèque, [m2]*

Moyenne 4,5 E-17 2,9 E-17 4,5 E-17

Ecart type 1,2 E-17 1,1 E-17 3,9 E-17

Conductivité

thermique,

[W/m.K]*

Moyenne 2,0 2,2 2,3

Ecart type 0,0 0,0 0,0

Chaleur spécifique,

[kJ/kg.K]*

Moyenne 0,8 1,1 1,0

Ecart type 0,0 0,0 0,0

Diffusivité

thermique,

[mm2/s]*

Moyenne 1,0 1,0 1,0

Ecart type 0,1 0,0 0,0

Résistance à la

compression, [MPa]

Moyenne 65,2 79,0 81,3

Ecart type 0,7 2,4 08

Module d’élasticité,

[GPa]

Moyenne 45,9 - 50,9

Ecart type 0,1 - 1,0

Résistance à la

traction par flexion,

[MPa]

Moyenne 7,4 - 10,9

Ecart type 0,1 - 0,1

* - après séchage à 80°C

Porosité

La porosité des bétons de référence est plus élevée (11,2%) que celles des bétons CS 60 (8,5%)

et CPPS 0.75-60 (8,6%). Cette différence est due en partie à la substitution de granulat poreux

par les fibres métalliques. Mis à part l’ajout des fibres, seul le taux de superplastifiant a été

modifié d’une formule à l’autre. Il est possible que la diminution de porosité des bétons fibrés

118

soit également due à l’augmentation de la quantité de superplastifiant (V superplast. Créf(C) = 3,1 l,

V superplast. CS 60 = 8,8 l, V superplast. CPPS 0.75-60 = 9,2 l). La présence de superplastifiant réduit quelque

peu la porosité. En effet le superplastifiant permettant de mieux défloculer les grains de

ciment donne à priori une meilleure hydratation, donc une structure plus dense et une plus

petite porosité ((Khatib and Mangat 1999), (Sakai et al. 2006), (Hamami 2009)). Il est

intéressant de noter, qu’à la température ambiante, la présence de fibres polypropylène ne

semble pas avoir d’influence sur la porosité du béton; les deux bétons fibrés avaient la même

consistance (classe S3). D’après Alonso (Alonso, Flor-Laguna, and Sanchez 2013), les fibres de

polypropylène ont un effet hydrophobe qui les rend imperméables et ne génère pas de

porosité supplémentaire.

Les résultats de la porosité au mercure montrent que les bétons Créf(C) et CS 60 ont un réseau

poreux développé de dimensions > 0,1 µm et < 5 µm (80 % et 56 % de pores respectivement).

Cependant une part importante de pores du béton CPPS 0,75-60 (58 %) est de dimensions <

0,1 µm.

Perméabilité

Les bétons Créf(C), CPPS 0,75-60 ont des perméabilités similaires égales à 4,5E-17 m2 tandis

que le béton CS 60 présente une valeur légèrement inférieure à 2,9E-17 m2. Ces résultats ne

traduisent pas les différences de porosité observées entre les bétons fibrés et les bétons de

référence. Ceci peut s’expliquer par une moins bonne connectivité des pores du béton Créf(C)

par rapport aux deux autres bétons à température ambiante. En effet, la porosité à l’éthanol

est mesurée sous vide prend en compte la porosité piégée.

Propriétés thermiques

Les propriétés thermiques des bétons dépendent des propriétés thermiques de chacun de

leurs composants. Vu que le béton est constitué d’environ 70 % de granulat, ses

caractéristiques thermiques vont fortement dépendre de la conductivité et la diffusivité

thermiques de granulats. La conductivité thermique varie légèrement d’un béton à l’autre

(λCréf(C) = 2,0 W/m.K, λCS 60 = 2,2 W/m.K, λCPPS 0,75-60 = 2,3 W/m.K), tandis que la diffusivité

thermique ne varie pas (a = 1 m2/s). Les résultats des bétons de référence sont en accord avec

ceux rencontrés dans la littérature ((Najim 2004), (Mindeguia 2009), (Haniche 2011)). La

chaleur spécifique augmente légèrement avec l’ajout de fibres de polypropylène et/ou

métalliques de 0,8 MJ/m3.K à 1,1 MJ/m3.K.

Propriétés mécaniques

D’une manière générale, les performances mécaniques des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60 sont

meilleures que celle du Créf(C). Un écart significatif de 15 MPa en moyenne de la résistance à

la compression à la température ambiante est observé entre le béton fcCréf(C) = 65 ,2 MPa et

les deux bétons fibrés fcCS 60 = 79,0 MPa fcCPPS 0,75-60 = 81,3 MPa. Cette augmentation de

résistance liée aux fibres métalliques a déjà été observée par plusieurs auteurs ((Qian and

119

Stroeven 2000)(Peng et al. 2006), (Aydin et al. 2008), (Afroughsabet and Ozbakkaloglu 2015)).

Qian et al. (Qian and Stroeven 2000) ont remarqué une augmentation de la résistance à la

compression du béton contenant 0,6 %, soit 47,4 kg/m3 de fibres métalliques de 68 MPa à

80,8 MPa. Afroughsabet et al. (Afroughsabet and Ozbakkaloglu 2015) expliquent cette

augmentation de la résistance à la compression par la capacité des fibres métalliques à

empêcher l’ouverture de fissures et par la réduction du degré de concentration des

contraintes au point d’apparition de la fissure. Les auteurs rajoutent que les fibres métalliques

retardent l’évolution des fissures dans le béton.

Un effet bénéfique des fibres métalliques sur la résistance à la traction est remarqué pour les

bétons CPPS 0,75-60 (ft = 10,9 MPa) par rapport aux bétons de référence (ft = 7,4 MPa). Cette

augmentation de résistance à la traction liée aux fibres métalliques a déjà été observée par

plusieurs auteurs ((Chen and Liu 2004), (Aydin et al. 2008)).

Le module d’élasticité du béton de cocktail de fibres (ECPPS 0,75-60 = 50,9 GPa) est plus élevé que

celui du béton de référence (ECréf(C) = 45,9 GPa) de 10 %. Nous constatons également que la

résistance à la traction du Créf(C) (ftCréf(C) = 7,4 MPa) est plus faible que celle du béton CPPS

0,75-60 (ftCPPS 0.75-60 = 10,9 MPa) de 30 %.

3.2 Evolution des propriétés physiques en fonction du chauffage

Evolution de la perte de masse

Le Tableau 15 présente les résultats de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS

0,75-60 suite à la pesée de sept éprouvettes cylindriques 15 x 30 cm avant et après le

chauffage. Le Tableau 16 récapitule les résultats de la perte de masse moyenne des bétons

Créf(C) et CPPS 0,75-60 après la pesée des disques de 5 cm de hauteur et de 15 cm de diamètre

destinés aux essais de perméabilité. L’analyse des résultats a mis en évidence la diminution

de masse suite à la sollicitation thermique.

Tableau 15 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de dimensions 15 cm x 30 cm

Bétons Cycles de chauffage - refroidissement

300°C 600°C 750°C 900°C

Créf(C) Perte (%) 5,9 7,9 9,2 19,8

Ecart type 0,1 0,1 0,3 0,4

CPPS 0,75-60 Perte (%) 5,2 7,0 8,7 17,6

Ecart type 0,1 0,1 0,2 0,8

120

Tableau 16 Pertes de masse moyennes des éprouvettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 de dimensions Ø 15 cm x 5 cm

Bétons Chauffage - refroidissement

80°C 200°C 500°C

Créf(C) Perte (%) 4,8 5,2 7,1

Ecart type 0,2 0,1 0,2

CS 60 Perte (%) 3,6 3,9 6,9

Ecart type 0,1 0,0 0,0

CPPS 0,75-60 Perte (%) 4,6 4,7 6,1

Ecart type 0,1 0,2 0,3

La Figure 79 présente les variations de perte de masse des éprouvettes Ø 15 x 30 cm à l’issue

des cycles de chauffage – refroidissement. Les pertes de masse sont très proches pour les deux

types des bétons étudiés.

Ente 20°C et 300°C, le béton de référence perd une quantité d’eau libre et liée plus importante

(5,9 %), que le béton de cocktail de fibres (5,2 %). Cette différence est liée à la variation de la

quantité d’eau totale initiale de ces deux bétons (Eau tot. Init.Créf(C) = 8,3 %, Eau tot. Init.CPPS 0,75-60 =

8,0 %). La différence de la quantité d’eau totale initiale de 0,3 % peut être due à la substitution

d’une partie de granulat par les fibres métalliques, qui sont imperméables.

La variation de perte de masse entre 20 et 300°C est de 5,2 % et 5,9 % pour les bétons CPPS

0,75-60 et Créf(C) respectivement. Cette perte de masse est essentiellement due au départ

de l’eau libre contenue dans les pores, de l’eau adsorbée à la surface des éléments solides et

de l’eau liée. Le Tableau 17 récapitule les teneurs en eau libre massiques avant chauffage,

ainsi que les quantités d’eau totale initiale, c’est-à-dire l’eau mis dans le malaxeur en prenant

0,0

5,9

7,99,2

19,8

0,0

5,27,0

8,7

17,6

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

0 150 300 450 600 750 900

Pe

rte

de

mas

se (

%)

T(°C)

Cref(C) CPPS 0,75-60

Figure 79 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement

121

en compte la teneur en eau des granulats, pour les trois bétons. Les bétons formulés sont

constitués de 8,0 % à 8,3 % d’eau totale initiale, nous pouvons constater qu’une partie

importante de cette eau s’évacue entre 20 et 300°C. Noumowé (Noumowé 1995) a constaté

une forte perte de masse entre 150 et 300°C, l’auteur explique ce phénomène par le départ

de l’eau contenue initialement dans les hydrates CSH.

Entre 300 et 600°C la perte de masse est relativement faible. Ce domaine correspond à la

deshydroxylation de la portlandite. La troisième partie de la courbe entre 600 et 750°C suit la

faible cinétique du domaine précédent. Les pertes de masse de 1,3 % et 1,7 % correspondent

au début de décomposition du carbonate de calcium. Le béton subit la plus forte perte de

masse entre 750 et 900°C qui est due à la décarbonatation des granulats calcaires (Ca CO3 →

CO2 + CaO). Une forte perte de masse entrainée par la décarbonatation est due à la plus

grande masse molaire de la molécule du CO2 (44 g) tandis que la masse molaire du H2O (18 g)

est moins élevée.

Tableau 17 Teneur en eau libre massique avant le chauffage et les quantités d'eau totale initiale des bétons Créf(C), CS 60 et

CPPS 0.75-60

Bétons Teneur en eau libre, [%] Eau totale initiale, [%]

Créf(C) 4,9 8,3

CS 60 5,2 8,0

CPPS 0,75-60 4,1 8,0

La Figure 80 présente une évolution de perte de masse des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-

60, mesurée sur les disques de Ø 15 cm et de 5 cm d’épaisseur. Les points obtenus sur cette

0

4,85,2

7,1

0

3,63,9

6,9

0

4,6 4,7

6,1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 100 200 300 400 500

Pe

rte

de

mas

se (

%)

T(°C)

Créf (C) CS 60 CPPS 0,75-60

Figure 80 Evolution de la perte de masse moyenne des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement (200 - 500°C)

122

courbe complètent les résultats de la Figure 79. Une diminution progressive de la perte de

masse est observée sur les deux graphiques (Figure 79, Figure 80).

A 80°C et 200°C, la perte de masse des bétons CPPS 0,75-60 est supérieure à celle des bétons

CS 60. Notons que la teneur en eau libre massique du béton CS 60 (W0 CS60 = 5,2%) est

supérieure à celle du béton CPPS 0,75-60 (W0 CPPS 0,75-60 = 4,1%). Nous constatons un retard

d’évacuation d’eau du béton de fibres métalliques. A 500°C, les bétons CS 60 et Créf(C)

présentent la même perte de masse.

Evolution de la masse volumique

La masse volumique apparente des bétons secs étudiés a été déterminée sur le béton durci

après 90 jours. Les valeurs présentées dans le Tableau 18 sont issus de la moyenne des

mesures effectuées sur au moins 4 échantillons par formulation. Les bétons ont été préséchés

à 80°C et chauffés à 200°C et 500°C. La masse volumique a été mesurée après le

refroidissement.

Les bétons fibrés présentent une masse volumique plus élevée que le béton de référence.

Cette variation est due à la densité plus élevée des fibres métalliques (7,9 g/cm3).

Tableau 18 Masse volumique apparente des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

T (°C) Bétons Masse volumique (𝝆d)

(kg/m3) Ecart type

80

Créf(C) 2218 15,5

CS 60 2323 22,5

CPPS 0,75-60 2322 7,0

200

Créf(C) 2230 18,6

CS 60 2347 3,4

CPPS 0,75-60 2332 6,9

500

Créf(C) 2148 8,6

CS 60 2267 12,1

CPPS 0,75-60 2290 9,7

Evolution de la porosité à l’éthanol

Le Tableau 19 présente les valeurs moyennes des porosités, réalisées sur quatre échantillons

pour chaque gamme de température et chaque type de béton. La porosité relative est

déterminée par rapport à la valeur initiale de 80°C.

La porosité des bétons augmente en fonction de la température. La Figure 81 présente une

évolution de la porosité absolue (a) et une évolution de la porosité relative (b) des bétons

Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température. Pour les bétons fibrés, la

porosité varie peu à 80°C. Entre 80°C et 200°C, la porosité relative augmente de 7 % en

moyenne. En absolu, les bétons CPPS 0,75-60 subissent une augmentation de porosité un peu

123

plus importante que les bétons Créf(C) et CS 60, mais la différence reste comprise dans l’écart

type. Après 200°C, la porosité à l’éthanol des bétons fibrés (CS 60 et CPPS 0,75-60) s’accroît

notablement plus vite que celle des bétons sans fibres (Créf(C)). Les valeurs absolues des

bétons CPPS 0,75-60 et CS 60 sont très proches sur toute la gamme de température.

Tableau 19 Porosités moyennes des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0.75-60

T (°C) Bétons Porosité

(%) Ecart type Relative

80 Créf(C) 11,2 0,9 100

CS 60 8,5 0,2 100

CPPS 0,75-60 8,6 0,3 100

200 Créf(C) 11,8 0,6 106

CS 60 9,0 0,6 106

CPPS 0,75-60 9,5 0,1 110

500 Créf(C) 15,6 0,6 139

CS 60 14,0 0,4 165

CPPS 0,75-60 14,3 0,4 166

Entre 200°C et 500°C la porosité absolue augmente de 4,9 % en moyenne pour les bétons

fibrés et de 3,8 % pour le béton de référence. L’augmentation de porosité va de pair avec la

perte de masse ; jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres est observée

tandis qu’entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent plus rapidement.

La différence de porosité totale entre les bétons CPPS 0,75-60 et CS 60 est faible et apparait

dès 200°C. Celle-ci n’est pas plus importante à 500°C (Figure 81 (a)). L’écart de porosité est

supérieur au volume occupé par les fibres de polypropylène dans le béton CPPS 0,75-60 qui

est de 0,1 %. Cette différence peut être due à la densité de microfissures générées par les

fibres durant la fusion. D’après (BHP 2000), les fibres de polypropylène se dilatent de l’ordre

de 10 %.

En se basant sur les essais de la porosité à l’éthanol après les paliers de 200°C et 500°C, il serait

difficile de conclure sur l’impact des fibres de polypropylène en fonction de température.

124

Evolution de la porosité au mercure

La porosimètrie au mercure permet de déterminer la distribution porale au sein de

l’échantillon, ainsi que la morphologie du réseau poreux. La Figure 82 présente un exemple

des courbes d’intrusion /extrusion cumulées en fonction du diamètre des pores en µm. Le

diamètre médian correspond à la ligne des 50 % sur la courbe d’intrusion cumulée en % et de

diamètre de pore en µm, comme montré sur la Figure 83. La différence entre l’injection et le

retrait donne une valeur du piégeage du mercure dans le réseau poreux ; cette différence est

illustrée sur la Figure 82. La répartition des volumes injectés dans la porosité libre et piégée

est directement liée à la géométrie du réseau poreux et permet d’apprécier son

hétérogénéité.

Figure 81 Evolution de la porosité absolue (a) et relative (b) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

6

8

10

12

14

16

80 200 500

Po

rosi

té (

%)

T(°C)

Cref(C) CPPS 0,75-60 CS 60 (a)

80

100

120

140

160

180

80 200 500

Po

rosi

té r

ela

tive

PT/

P8

0(%

)

T (°C)

Cref(C) CS 60 CPPS 0,75-60

(b)

125

Le Tableau 20 présente le diamètre médian d50, la quantité de la porosité piégée, ainsi que le

pourcentage de pores divisé en trois classes (Bourgès et Vergès-Belmin 2008) :

Pores de Ø < 0,1 µm (les pores où la condensation capillaire a lieu)

Pores de Ø > 0,1 µm et < 5 µm (les pores capillaires)

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,0010,010,11101001000

Intr

usi

on

-Lo

g D

iffé

ren

tie

l en

ml/

g

Intr

usi

on

cu

mu

lée

en

ml/

g

Diamètre de pore en µm

CPPS - 200°C - Mesure 2

Intrusion

Extrusion

Intrusion - LogDifférentiel

Figure 82 Evolution de courbes d'intrusion - extrusion cumulées et intrusion différentielle en fonction du diamètre des pores pour le béton CPPS 0,75-60, chauffé à 200°C

P piégée

Figure 83 Courbe de détermination du diamètre médian

0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000

Intr

usi

on

cu

mu

lée

, (%

)

Diamètre de pore, (µm)

Cref 1 Intr

Cref 2 Intr

СPPS 1 Intr

СPPS 2 Intr

CS 60 1 Intr

CS 60 2 Intr

D 50

126

Pores de Ø > 5 µm (les pores où le transport de l’eau suit la loi de Darcy)

Pour les températures 80°C et 200°C, une moyenne des deux valeurs est prise en compte,

tandis que pour la température de 500°C seulement la deuxième mesure s’est avérée

correcte.

Tableau 20 La distribution porale, le diamètre médian et la porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

La Figure 84 présente la distribution de diamètres des pores en fonction de la température

pour trois types de bétons : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60. Entre 80°C et 200°C, le diamètre

médian des pores des trois bétons varie entre 0,06 µm et 0,1 µm.

Le béton de référence Créf(C) présente une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 404,650

µm pour trois températures : 80, 200 et 500°C. Il faut noter que le minimum et le maximum

de répartition porale correspondent à la plage de mesure de l’appareil, il est donc possible

que le béton contienne des pores inférieurs ou supérieurs de la plage de mesure. A 80°C, le

béton de référence Créf(C) possède un réseau poreux bimodal avec une majorité de pores (80

%) de dimensions > 0,1 µm et < 5 µm. A 200°C, le réseau reste bimodal avec la proportion des

pores de Ø inférieurs à 0,1 µm comprise entre 15 et 23 %. Il est possible que cette

augmentation soit due à la connexion des pores capillaires par la microfissuration. A 500°C, le

réseau de pores de Créf(C) devient multimodal. La part de pores de Ø supérieurs à 5 µm

T°C

Béton

Pourcentage de pore D 50

Porosité piégée < 0,1

µm

> 0,1

µm et <

5 µm

> 5

µm

% µm % Ecart entre

deux essais

80°C Créf(C) 15 80 5 0,10 39,4 0,01

CS 60 33 56 11 0,06 37,2 0,01

CPPS 0,75-60 58 36 6 0,06 30,2 0,02

200°C Créf(C) 23 69 8 0,09 39,5 0,01

CS 60 25 63 12 0,07 45,2 0,03

CPPS 0,75-60 13 68 19 0,07 35,9 0,06

Mesure 2

500°C Créf(C) 31 51 18 0,55 23,5 -

CS 60 35 53 12 0,28 36,5 -

CPPS 0,75-60 35 36 29 0,43 36,6 -

127

augmente jusqu’à 18 %. Nous distinguons l’apparition des pics à 1,6 ; 8,0 et 20,2 µm qui serait

attribuable à la fissuration supplémentaire du béton.

Le béton CS 60 présente une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 403,31 µm (limites de

capacité d’appareil de mesure) pour ces trois températures. A 80°C et à 200°C, la majorité de

pores est entre 0,1 µm et 5 µm et se présente sous forme d’un réseau unimodal. A 500°C,

nous ne distinguons pas l’apparition des pics à 1,6 ; 8,0 et 20,2 microns comme pour le béton

Créf(C).

Le béton CPPS 0,75-60 possède une répartition porale de 0,006 µm jusqu’à 402,33 µm (limites

de capacité d’appareil de mesure) avec un réseau bimodal. A 80 °C, les pores capillaires (< 0,1

µm) présentent 58 % de la quantité des pores totaux. Comme pour le béton CS 60 et

contrairement au béton Créf(C), nous n’observons pas de nouveaux pores autour de 1 µm.

Cependant, dès 200°C l’apparition de pores de tailles importantes (>10µm) commence à

s’observer et l’on observe un pic très net à 500°C autour de 17 µm. L’ajout de 0,75 kg/m3 de

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

Intr

usi

on

de

mé

rcu

red

iffe

ren

tie

lle (

mL/

g)

Diamètre d'éntrée de pore (µm)

Créf 80°C CS 60 80°C CPPS 80°C

Créf 200 °C CS 60 200 °C CPPS 200 °C

Créf 500 °C CS 60 500 °C CPPS 500 °C

Figure 84 Distribution du diamètre d'accès des pores en fonction de température pour les trois bétons: Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

128

fibres de polypropylène génère, entre les températures 200 et 500°C, une famille de pores de

fort diamètre qui pourrait correspondre au diamètre des fibres de polypropylène (32 µm).

La présence des fibres impacte la structure du réseau poreux, notamment entre 200°C et

500°C, lors du chauffage les fibres métalliques semblent limiter l’apparition de pores compris

entre 1 et 10 microns. Les évolutions de la distribution porale après chauffage des deux

bétons fibrés CS 60 et CPPS 0,75-60 sont similaires en dessous de 10 microns, mais la présence

de fibres de polypropylène génère l’apparition de pores supplémentaires de grandes tailles

dans les bétons CPPS 0,75-60.

Moyennant les courbes d’intrusion de mercure des deux échantillons testés par type de béton,

le diamètre médian des trois bétons est déterminé (Figure 85). La valeur du diamètre médian

ne varie pratiquement pas pour les trois bétons à 80 et 200°C (0,1 µm). En outre, le diamètre

médian du béton Créf(C) reste plus élevé. A la température de 500°C, le béton de référence

possède le diamètre médian le plus élevé de 0,55 µm. Le plus petit diamètre médian

appartient au béton CS 60 (0,28µm).

Les porosités libres et piégées au sens de l’injection-retrait du mercure caractérisent une

fraction de la porosité en fonction de son comportement vis-à-vis des fluides mouillants. La

porosité libre se sature en fluide mouillant et celui-ci sera totalement restitué lors de la

désaturation du milieu. La porosité piégée a un comportement différent, car soit elle ne se

sature pas en fluide lors de l’imbibition du milieu, soit elle ne restitue pas les fluides lors du

drainage (Bousquie 1979). Un fort pourcentage de porosité piégée peut indiquer que les pores

sont mal « connectés », le réseau pouvant être schématisé en macropores connectés entre

eux par des petits pores capillaires.

La Figure 86 présente la porosité piégée des trois bétons : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en

fonction de la température. A 80°C les bétons Créf(C) et CS 60 ont une part de porosité piégée

Figure 85 Diamètre médian (d50) des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 en fonction de la température

80°C 200°C 500°C

Créf (C) 0,10 0,09 0,55

CS 60 0,06 0,07 0,28

CPPS 0,75-60 0,06 0,07 0,43

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

Dia

mèt

re (

µm

)

Température (°C)

Créf (C)

CS 60

CPPS 0,75-60

129

plus importante que le béton CPPS 0,75-60. A 200°C, pour les bétons contenant des fibres

métalliques, la part de porosité piégée augmente au détriment de la porosité libre. A 500°C,

la part de porosité piégée diminue pour l’ensemble des bétons, mais reste sensiblement plus

élevée pour les bétons fibrés. Cette diminution de la porosité piégée avec l’augmentation de

la porosité totale à 500°C (Figure 86) est conforme à ce qui est généralement observé dans la

littérature. Ce qui peut paraitre plus surprenant est l’augmentation de porosité piégée entre

80°C et 200°C pour les bétons contenant les fibres métalliques. La présence des fibres modifie

la géométrie et la morphologie du réseau poreux. La comparaison des bétons Créf(C) et CS 60

montre que les fibres métalliques limitent l’apparition de pores « intermédiaires » d’un

diamètre proche d’un micron. Ces pores seraient attribuables à un réseau de microfissures de

retrait de la pâte ou à l’interface pâte granulat. L’absence de ces pores « intermédiaires » peut

augmenter l’hétérogénéité du réseau et augmenter la part de porosité piégée, au sens de

l’injection-retrait du mercure.

3.3 Observations de la microstructure

La Figure 87 présente les micrographies obtenues au MEB sur des échantillons de bétons

Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C. Les endommagements des trois matrices ne

sont pas significatifs. La microfissuration du béton CPPS 0,75-60 est observée dès 200°C,

cependant le béton CS 60 ne présente pas de microfissuration. Ce résultat est corrélé avec les

résultats de perméabilité : la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 est plus élevée que celle du

béton CS 60. La Figure 88 présente les micrographies obtenues au MEB sur des échantillons

des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C. Les matrices des bétons Créf(C)

et CPPS 0,75-60 à 500°C sont plus endommagées à 500°C qu’à 200°C. Nous pouvons

remarquer sur la Figure 88 (a) que le béton de référence Créf(C) a une matrice plus fissurée

Figure 86 Porosité piégée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de température

80°C 200°C 500°C

Créf (C) 39,38 39,53 23,46

CS 60 37,17 45,19 36,51

CPPS 0,75-60 30,24 35,93 36,58

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

35,00

40,00

45,00

50,00

Po

rosi

té, %

Température (°C)

Créf (C)

CS 60

CPPS 0,75-60

130

que les bétons fibrés. En plus des fissurations intra granulaires sont observées. Les fissures se

forment à l’interface pâte/granulat ainsi que dans la pâte.

A 500°C, les bétons CS 60 (Figure 88 (b)) ont une matrice peu fissurée. Une faible fissuration

des bétons CS 60 est à relier à la présence de fibres métalliques, qui reprennent les efforts de

traction et limitent l’ouverture de fissures.

En ce qui concerne les bétons CPPS 0,75-60, les vides laissés par les fibres de polypropylène

sont reliés entre eux par des microfissures ce qui permet une connexion du réseau poreux.

Ces microfissures peuvent s’expliquer par la dilatation de la fibre (10 %) lors de la fusion, ce

qui génère des contraintes et par la suite une formation de fissures. Les fissures radiales aux

granulats telles que l’on peut les observer dans le béton de référence sont moins nombreuses.

(Figure 88 (c)).

Après le chauffage ISO 834, les fibres sont devenues cassantes. Cette perte de résistance qui

a également été notée après chauffage lent à 900°C (Figure 89), est possiblement due à

l’oxydation (500°C) et ensuite à la corrosion (700°C) de la fibre.

500°C (b) 500°C

Figure 88 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 500°C

(c)

500°C

Lits de fibre de

polypropylène

(a) (b) 200°C 200°C 200°C

Figure 87 Observation de la microstructure au microscope électronique à balayage des bétons Créf(C) (a), CS 60 (b) et CPPS 0,75-60 (c) à 200°C

(c) (a)

131

Piasta (Piasta 1989) a présenté une étude comparée de déformation thermique de la pâte de

ciment à celle du béton avec des granulats d’origines variées. Lors du chauffage, la pâte du

béton se rétracte, tandis que le granulat se dilate. L’évolution opposée des granulats et de la

pâte de ciment provoque à l’interface pâte-granulats des incompatibilités de déformations.

Les contraintes de compression au niveau de granulats et les contraintes de traction au sein

de la pâte engendrent la fissuration de béton. Dans notre cas, les fibres métalliques se

comportent de façon similaire aux granulats, avec même une plus forte augmentation du

coefficient de dilatation avec la température. L’incompatibilité des déformations entre la pâte

et la fibre métallique provoque des microfissures qui commencent à apparaitre, et entrainent

une décohésion partielle de la fibre avec la pâte à 500°C (Figure 90). A hautes températures,

l’acier se dilate d’environ 12*10-6 K-1, tandis que la pâte de ciment est en retrait à partir de

150°C.

Figure 89 Images par microscope binoculaire. Mise en évidence de la corrosion de la fibre métallique à 900°C

Fibre métallique 900°C

c

900°C

c

132

3.4 Evolution des propriétés de transfert

Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle

Afin d’estimer l’influence de la matrice cimentaire sur l’évolution des propriétés de transfert

des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 à des différents cycles thermiques, nous avons

procédé à des essais de perméabilité au gaz (azote). Les résultats obtenus sont présentés dans

le Tableau 21.

Figure 90 Microscope électronique à balayage, interface pâte/fibre métallique dans les bétons chauffés à 80°C (a), à 200°C (b) et à 500°C (c)

500°C

80°C 200°C

Fissurations

133

Tableau 21 Perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

La Figure 91 présente la variation de la perméabilité intrinsèque résiduelle des compositions

Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température.

Quelle que soit la formulation du béton, la perméabilité intrinsèque augmente avec l’élévation

de température. Après le séchage à 80°C, les trois bétons ont des perméabilités très voisines

de kint Créf = 4,5x10-17 m2, kint CS60 = 2,9x10-17 m2, kint CPPS 0,75-60 = 4,5x10-17 m2. A 200°C les

perméabilités des bétons Créf(C) et CS 60 n’évoluent pas significativement (5,9x10-17 m2 et

5,8x10-17 m2 respectivement), cependant la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 augmente de

Bétons Température (°C) K int (m2) Ecart-type K int T/K int

80°C (%)

Céf(C)

80 4,5E-17 1,2E-17 100,0

200 5,9E-17 2,4E-17 132,6

300 23,0E-17 3,8E-17 524,3

500 120,0E-17 4,4E-17 2621,7

CS 60

80 2,9E-17 1,1E-17 100,0

200 5,8E-17 3,5E-17 200,0

300 4,0E-17 6,5E-17 1362,1

500 110,0E-17 0,0E+00 3741,4

CPPS 0,75-60

80 4,5E-17 3,9E-17 100,0

200 21,0E-17 10,0E-17 479,4

300 83,0E-17 5,8E-17 1857,7

500 120,0E-17 15,0E-17 2674,2

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 100 200 300 400 500

ka*1

0-1

7(m

2 )

T (°C)

Créf(C) CS 60 CPPS 0,75-60

Figure 91 Evolution de la perméabilité intrinsèque résiduelle des bétons Créf(C), CS 60, CPPS 0,75-60 en fonction de la température

134

4,3x10-16 m2. Dès 200°C, les fibres de polypropylène semblent favoriser la connectivité entre

les pores. A 300°C, la valeur de la perméabilité des bétons CPPS 0,75-60 continue de croître

jusqu’à 8,3x10-16 m2. La perméabilité des bétons de référence et des bétons de fibres

métalliques croît faiblement (2,3x10-16 m2 et 4,0x10-16 m2 respectivement). A 500°C, le béton

contenant les fibres métalliques seules montre une perméabilité très légèrement plus faible

que celle des deux autres bétons (kint Créf = 1,2x10-15 m2, kint CS60 = 1,1x10-15 m2, kint CPPS 0,75-60 =

1,2x10-15 m2).

Les fibres de polypropylène ont une nette influence sur l’augmentation de la perméabilité à

200°C et 300°C qui correspond à la plage de température où les transferts de masse et par

conséquent les gradients de pression sont les plus importants. Le risque d’instabilité

thermique est ainsi diminué puisqu’une plus forte perméabilité limite les augmentations de

pression de vapeur et d’eau liquide. L’impact des fibres de polypropylène est plus visible sur

les valeurs de perméabilité que sur les valeurs de porosité totale (Figure 81). En effet, le

volume poreux est concentré dans la partie très restreinte de l’espace qui est occupé par le

liant, de sorte que la porosité intrinsèque du liant est beaucoup plus élevée. Ainsi une faible

augmentation de porosité du béton peut donner lieu à une amélioration de l’interconnexion

des pores beaucoup plus importante à priori que si le même volume poreux était

uniformément réparti dans l’espace. Il est possible que l’application d’une forte pression lors

des essais de perméabilité ait généré un endommagement supplémentaire du béton.

Contrairement à ce à quoi l’on pourrait s’attendre, la perméabilité des bétons CS 60 n’est pas

moins élevée que celle du béton de référence à 200°C et 300°C. La modification du réseau

poreux liée aux fibres métalliques et observée sur les résultats de porosimètrie mercure ne

semble pas avoir d’impact sur les valeurs de perméabilité à ces températures-ci.

Mindeguia (Mindeguia 2009) a montré que l’addition des fibres de polypropylène de 2 kg/m3,

peut augmenter la perméabilité de béton de 6 à 7 fois après leur fusion (à partir de 250°C).

L’auteur explique cela par l’augmentation de la porosité des bétons due à la fusion des fibres,

et également par la création possible de fissures autour des fibres, permettant de créer un

réseau connecté. Haniche (Haniche 2011) a aussi remarqué une importante augmentation de

la perméabilité des BHP avec des dosages de 1 ; 1,5 ; 2 ; 2,5 kg/m3 de fibres de polypropylène.

L’auteur note que la perméabilité des bétons augmente significativement à 150°C (de 9,66E-

17 à 170,41E-17 m2) avec un fort dosage de fibres de polypropylène (2,5 kg/m3). La valeur

d’augmentation de perméabilité obtenue est cohérente en regard de la plus faible quantité

de fibres polypropylène (0,75 kg/m3) du béton CPPS 0,75-60.

Les perméabilités résiduelles mesurées ne sont pas forcément représentatives des

perméabilités du béton en température notamment entre 150°C et 300°C. Les migrations

d’eau, les phénomènes d’évapo-condensation sont à l’origine de la formation d’une zone

saturée (bouchon hydraulique) qui diminue la perméabilité effective du béton lors du

chauffage.

135

Evolution des propriétés thermiques

Les mesures des caractéristiques thermiques (conductivité, diffusivité, chaleur spécifique)

permettent d’évaluer la distribution de la température au sein de l’échantillon et les

contraintes résultant du gradient thermique.

Conductivité thermique

Les résultats expérimentaux de la conductivité thermique sont présentés dans le Tableau 22

avec des faibles écarts types de l’ordre de 0,01-0,02. La conductivité thermique à 20°C est

mesurée sur des éprouvettes préséchées dans l’étuve à 80°C et ensuite refroidies dans des

sacs étanches. Durant le cycle chauffage - refroidissement des perturbations des mesures sont

remarquées entre 350°C et 450°C, ceci est dû à une transition de phase solide/solide

réversible du Nickel de la sonde se produisant entre 360°C et 420°C.

136

Tableau 22 Conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température

T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type

W/m.K

Ch

auff

age

20 2,3 0,0 2,2 0,0 2,0 0,0

50 2,2 0,0 2,2 0,0 1,9 0,0

100 2,2 0,0 2,2 0,0 1,8 0,1

150 2,1 0,0 2,0 0,0 1,8 0,1

200 2,0 0,1 1,9 0,0 1,7 0,0

250 1,9 0,1 1,8 0,0 1,6 0,0

300 1,7 0,1 1,7 0,0 1,5 0,0

350 Transition de la phase de la sonde en Nickel

400

450 1,5 0,0 1,7 0,0 1,3 0,0

500 1,4 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0

550 1,4 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0

600 1,2 0,0 1,2 0,0 1,1 0,1

T [°C] CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type

W/m.K

Re

fro

idis

sem

en

t

550 1,3 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0

500 1,3 0,0 1,4 0,0 1,1 0,0

450 1,5 0,0 1,5 0,0 1,2 0,0

400 Transition de la phase de la sonde en Nickel

350

300 1,6 0,1 1,4 0,0 1,2 0,0

250 1,7 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0

200 1,8 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0

150 1,8 0,0 1,5 0,0 1,3 0,0

100 1,8 0,0 1,5 0,0 1,5 0,0

50 1,8 0,0 1,5 0,0 1,6 0,0

20 1,8 0,0 1,5 0,0 1,6 0,0

L’analyse de la Figure 92 montre que la conductivité thermique des bétons baisse avec la

température. Elles ne retrouvent cependant pas leur valeur initiale montrant ainsi une

hystérésis. Il est important de noter qu’une modélisation thermique du béton ne doit pas

prendre en compte une valeur unique de conductivité par niveau de température, mais doit

tenir compte de l’historique du chargement thermique.

137

La diminution de la conductivité avec la température pour tous les bétons est liée à

l’augmentation de l’énergie moyenne des particules, appelées « phonons ». En effet, en

chauffant le matériau, le nombre de phonons augmente, et la quantité des collisions entre

eux croit également. Le libre parcours moyen (distance entre les deux collisions) diminue. De

ce fait, nous remarquons à l’inverse un gain de la conductivité thermique au refroidissement :

le nombre des collisions entre les phonons diminue et la conductivité augmente. La dilatation

des granulats au cours du chauffage est réversible, ce qui peut aussi contribuer à expliquer le

gain de conductivité lors du refroidissement.

La courbe d’évolution de la conductivité thermique donnée par l’Eurocode 2 (EUROCODE 2

2004), mesurée durant le chauffage, est positionnée en dessous de nos valeurs au-delà de

150°C. Nguyen (Nguyen 2013) a conclu que l’Eurocode semble minorer la conductivité

thermique du béton s’il est séché.

Figure 92 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de température

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

2,4

2,6

0 100 200 300 400 500 600

Co

nd

uct

ivit

é t

he

rmiq

ue

[W

.m.-

1.K

-1]

T [°C]

CPPS 0,75-60 ↑ CS 60 ↑

Créf(C) ↑ Eurocode 2, AN

138

L’analyse de la Figure 93 montre que la conductivité thermique des bétons augmente au

refroidissement. Peu de résultats existent sur l’évolution de la conductivité thermique durant

la phase de refroidissement. Jansson (Jansson 2004) a réalisé des essais de conductivité sur

les éprouvettes de béton autoplaçant préséchées à 105°C au chauffage et refroidissement.

Pendant la phase de refroidissement, trois mesures à 500°C, 200°C et 20 °C témoignent d’un

léger gain d’environ 0,1 W/m.K.

L’hystérésis observée entre le chauffage et le refroidissement s’explique par l’irréversibilité

des réactions qui amènent à la détérioration du matériau, comme le départ de l’eau

physiquement et chimiquement liée, l’apparition de microfissures au-delà de 300°C.

Les valeurs de conductivité thermique des bétons fibrés sont plus élevées que celles du béton

de référence à température ambiante. Les plus fortes conductivités des bétons CPPS 0,75-60

et CS 60 s’expliquent par la présence des fibres en acier dont la conductivité est plus élevée

(60 W/m.K) et par la plus faible porosité des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. L’écart de

conductivité entre les bétons avec ou sans les fibres métalliques et sans fibres métalliques

diminue un peu avec l’augmentation de la température. En effet, la conductivité thermique

des bétons fibrés diminue plus rapidement avec la température que la conductivité thermique

du béton de référence. Par exemple l’écart entre λ Créf(C) et λ CPPS 0,75-60 à 20°C et 600°C a

diminué de 0,1 W/m.K.

La perte moyenne de la conductivité thermique de 20°C à 600°C pour les bétons Créf(C), CS

60 et CPPS 0,75-60 est d’environ 1,85E10-3 W/m²K, 1,25E10-3 W/m²K et 1,25E10-3 W/m²K

respectivement pour 100°C.

Les valeurs relatives « à chaud » de la conductivité thermique (λ600/ λ20) durant la phase de

chauffage se trouvent dans la même gamme pour les trois bétons : λ600/ λ20 init. Créf(C) = 55,0%,

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

2,4

2,6

0 100 200 300 400 500 600

Co

nd

uct

ivit

é t

he

rmiq

ue

[W

.m.-

1.K

-1]

T [°C]

CPPS 0,75-60 ↑ CPPS 0,75-60 ↓

CS 60 ↑ CS 60 ↓

Créf(C) ↑ Créf(C) ↓

Figure 93 Evolution de la conductivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60 au chauffage et refroidissement

139

λ600/ λ20 init. CS 60 = 54,5%, λ600/ λ20 init. CPPS 0,75-60 = 52,2%. En effet, la conductivité mesurée à 600°C

diminue d’environ 45 % de sa valeur initiale. Une différence importante s’observe pour la

conductivité relative résiduelle : les valeurs mesurées après refroidissement sont plus élevées

que celles mesurées à chaud et inférieures aux valeurs initiales (λ20 résid. Créf(C /λ20 init) = 80,0 %,

λ20 résid. CS 60/λ20 init = 68,1 %, λ20 résid. CPPS 0,75-60 /λ20 init = 78,3 %). Ce gain a été également observé

par Jansson (Jansson 2004) et Mindeguia (Mindeguia 2009) en utilisant le même matériel

expérimental. Aucune explication n’est proposée.

En se basant sur la différence des valeurs « à chaud » et résiduelles lors des essais de la

conductivité thermique, nous pouvons penser que les mesures de perméabilité résiduelles ne

retranscrivent pas avec exactitude la capacité de transfert hydrique à chaud. D’après

Medjigbodo (Medjibodo 2014), la perméabilité apparente des bétons maintenus à 140°C

double par rapport à la perméabilité résiduelle (ka 140°C = 9,7E-17 m2, ka 20°C = 6,1E-17m2).

Une baisse de la conductivité thermique et l’augmentation de la perméabilité des bétons sont

liées en partie à l’augmentation de la porosité totale au cours de la sollicitation thermique.

Chaleur spécifique

La chaleur spécifique, ou capacité thermique massique, détermine la quantité d’énergie à

apporter pour élever d’un degré la température d’une unité de masse donnée d’un composé.

Le Tableau 23 présente la capacité thermique volumique et le Tableau 24 présente les valeurs

de la chaleur spécifique de trois bétons.

140

Tableau 23 Capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température

T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type

[MJ/m3.K]

Ch

auff

age

20 2,3 0,0 2,5 0,0 1,9 0,0

50 2,4 0,0 2,5 0,0 2,0 0,1

100 2,6 0,1 2,9 0,0 2,2 0,1

150 2,7 0,1 3,2 0,1 2,4 0,1

200 2,7 0,2 3,2 0,0 2,4 0,0

250 2,7 0,2 3,3 0,2 2,4 0,1

300 2,7 0,0 3,3 0,1 2,4 0,1

350 Transition de la phase de la sonde en Nickel

400

450 3,2 0,1 3,5 0,0 2,6 0,0

500 3,3 0,1 3,6 0,0 2,7 0,0

550 3,3 0,1 4,1 0,1 3,2 0,0

600 3,3 0,1 4,7 0,1 3,7 0,1

CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type

[MJ/m3.K]

Re

fro

idis

sem

en

t

550 3,7 0,0 3,9 0,0 3,0 0,1

500 3,3 0,0 3,5 0,0 2,6 0,0

450 3,3 0,0 3,4 0,0 2,5 0,0

400 Transition de la phase de la sonde en Nickel

350

300 2,8 0,2 2,8 0,1 1,6 0,0

250 2,7 0,1 2,7 0,1 1,5 0,0

200 2,7 0,1 2,6 0,1 1,4 0,0

150 2,2 0,1 2,5 0,1 1,2 0,0

100 2,1 0,0 2,3 0,1 1,0 0,0

50 1,8 0,1 1,9 0,2 0,9 0,0

20 0,7 0,0 0,8 0,0 0,4 0,0

141

Tableau 24 Chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température

T [°C] CPPS 0,75-60 ↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart type

kJ/kg.K

Ch

auff

age

20 1,0 0,0 1,1 0,0 0,8 0,0

50 1,0 0,0 1,1 0,0 0,9 0,0

100 1,1 0,0 1,2 0,1 1,0 0,0

150 1,2 0,0 1,4 0,0 1,1 0,0

200 1,2 0,1 1,4 0,0 1,1 0,0

250 1,2 0,1 1,4 0,1 1,1 0,0

300 1,3 0,0 1,4 0,1 1,1 0,0

350 Transition de la phase de la sonde en Nickel

400

450 1,4 0,0 1,5 0,0 1,2 0,0

500 1,5 0,0 1,6 0,0 1,3 0,0

550 1,5 0,0 1,8 0,0 1,5 0,0

600 1,5 0,0 2,1 0,0 1,7 0,0

CPPS 0,75-60 ↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart type

kJ/kg.K

Re

fro

idis

sem

en

t

550 1,5 0,0 1,7 0,0 1,4 0,1

500 1,4 0,0 1,6 0,0 1,2 0,0

450 1,4 0,0 1,4 0,0 1,2 0,0

400 Transition de la phase de la sonde en Nickel

350

300 1,2 0,1 1,2 0,0 0,7 0,0

250 1,2 0,0 1,2 0,0 0,7 0,0

200 1,1 0,1 1,1 0,0 0,6 0,1

150 1,0 0,0 1,0 0,0 0,5 0,1

100 0,9 0,0 1,0 0,1 0,5 0,0

50 0,8 0,0 0,8 0,1 0,4 0,0

20 0,7 0,0 0,8 0,0 0,4 0,0

La Figure 94 présente l’évolution de la capacité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS

0.75-60 lors du chauffage et refroidissement. A température ambiante, la chaleur volumique

des bétons fibrés se situe autour de 2,4 MJ/m3.K, tandis que la chaleur volumique du béton

de référence est de 1,9 MJ/m3.K. Avec l’élévation de température, la chaleur volumique des

bétons croît jusqu’à atteindre une valeur de l’ordre 4,7 MJ/m3.K à 600°C. Ces valeurs sont

comparables à celles habituellement rencontrées dans la littérature. Khaliq (Khaliq and Kodur

2011) ont remarqué qu’entre 400°C et 800°C le béton de 42 kg/m3 de fibres métalliques et le

béton de cocktail de fibres métalliques (42 kg/m3) et de fibres de polypropylène (1 kg/m3) ont

des capacités thermiques volumiques plus élevées (de 2,1 MJ/m3.°C à 6 MJ/m3.°C) que le

142

béton de référence (de 2 MJ/m3.°C à 3 MJ/m3.°C). Les auteurs expliquent cela par la

microstructure plus dense et par la faible perméabilité des bétons fibrés, nécessitant plus de

chaleur pour les réactions de transformation.

Lors de l’essai, nous obtenons la capacité thermique volumique (Cp vol.) en MJ/m3.K du

matériau. Afin d’obtenir la chaleur massique (Cp mass.) en kJ/kg.K des bétons, nous

appliquons la relation suivante : Cp mass. = Cp vol. * 1000/𝜌, avec 𝜌 la masse volumique du

béton à une température précise. Le Tableau 18 présente les valeurs de la masse volumique

à 20°C, 200°C et 500°C, utilisées pour le calcul de la chaleur massique.

La Figure 95 présente l’évolution de la chaleur spécifique des bétons étudiés, comparée celle

de la courbe de l’Eurocode 2.

La chaleur spécifique augmente plus rapidement entre la température ambiante et 150°C, puis

suit une pente plus faible jusqu’à 500°C. Entre 500 et 600°C, la chaleur spécifique commence

à croitre à nouveau plus rapidement.

La chaleur massique des bétons fibrés est un peu plus élevée que celle du béton de référence

à la température ambiante (Cp CPPS 0.75-60 = 1,0 kJ/kg.K, Cp CS 60 = 1,1 kJ/kg.K, Cp Créf(C) = 0,8

kJ/kg.K). Après le refroidissement, le béton de référence présente une valeur de 0,7 kJ/kg.K.

Les études de Mindeguia (Mindeguia 2009) ont montré des valeurs résiduelles du BO (40 MPa)

de 0,6 kJ/kg.K.

0,2

0,7

1,2

1,7

2,2

2,7

3,2

3,7

4,2

4,7

5,2

0 100 200 300 400 500 600T [°C]

CPPS ↑ CPPS ↓

CS 60 ↑ CS 60 ↓

Créf(C) ↑ Créf(C) ↓

Figure 94 Evolution de la capacité thermique volumique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage et refroidissement

Cp

[M

J/m

3 .K]

143

D’après plusieurs études ((Mindeguia 2009), (Haniche 2011)), les fibres de polypropylène, ne

présentent pas d’influence significative sur les propriétés thermiques des bétons. Cependant,

la chaleur spécifique de la fibre de polypropylène est de l’ordre de 1,7 kJ/kg.K et celle de l’acier

est plus faible 0,5 kJ/kg.K.

Une augmentation de porosité et de perméabilité génère aussi une augmentation de chaleur

spécifique puisque la chaleur spécifique de l’air est de 1005 J.kg-1.K-1 tandis que la chaleur

spécifique de la fraction solide est plus faible (500 à 900 J.kg-1.K-1).

Les mesures sont effectuées en condition isotherme, les variations de chaleur spécifique dues

aux changements de phase et réaction de décomposition ne peuvent donc être enregistrées

lors de ces mesures. La chaleur spécifique des trois bétons augmente avec la température.

Lors du refroidissement, les valeurs diminuent montrant la réversibilité du phénomène.

Cependant, il est étonnant de noter que les valeurs atteintes après refroidissement sont plus

faibles que les valeurs initiales. La chaleur spécifique dépend fortement de la vibration

atomique, principal mode d’absorption de l’énergie thermique dans les solides. Or l’amplitude

des vibrations augmente avec la température entraînant ainsi de plus fortes valeurs de chaleur

spécifique. Cette augmentation est surtout importante à basse température, en dessous

généralement de la température ambiante, puis ralentit.

La courbe d’évolution de la chaleur massique, calculée à l’aide des valeurs des conductivité et

diffusivité thermiques de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004), est positionnée en dessous de nos

valeurs au-delà de 100°C.

Figure 95 Evolution de la chaleur spécifique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de la température

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 100 200 300 400 500 600T [°C]

CPPS ↑ CPPS ↓CS 60 ↑ CS 60 ↓Créf(C) ↑ Créf(C) ↓Eurocode 2

Ch

ale

ur

mas

siq

ue

[kJ/

kg.K

]

144

Diffusivité thermique

La diffusivité thermique caractérise la capacité du matériau à transmettre un signal de

température d’un point à un autre de ce matériau. Les caractéristiques du matériau, la

conductivité λ, la masse volumique 𝜌 et la chaleur spécifique Cp interviennent sur la

conduction de la chaleur en régime transitoire au travers du groupement (diffusivité) :

𝑎 = 𝜆

𝜌×𝐶𝑝. Avec 𝜌 la masse volumique du matériau en kg.m-3, et Cp la capacité thermique

massique du matériau en kJ/(kg.K).

Les valeurs de la diffusivité thermique sont présentées dans le Tableau 25 avec de très faibles

écarts - types. De la même façon que la conductivité thermique, les mesures de diffusivité

sont impactées par la transition de phase du nickel et ne sont donc pas retenues.

Les valeurs de diffusivité ne varient pas à température ambiante pour les trois bétons (1

mm2/s).

145

Tableau 25 Diffusivité thermique des bétons Créf(C). CS 60 et CPPS 0,75-60 en fonction de la température

T [°C] CPPS 0,75-60↑ Ecart type CS 60 ↑ Ecart type Créf(C) ↑ Ecart

type mm2/s

Ch

auff

age

20 1,0 0,0 1,0 0,0 1,0 0,1

50 1,0 0,0 0,9 0,0 0,9 0,0

100 0,9 0,0 0,8 0,0 0,8 0,1

150 0,8 0,0 0,6 0,0 0,7 0,1

200 0,7 0,1 0,6 0,0 0,7 0,0

250 0,7 0,1 0,5 0,1 0,7 0,1

300 0,6 0,1 0,5 0,1 0,6 0,0

350 Transition de la phase de la sonde en Nickel

400

450 0,5 0,0 0,4 0,0 0,5 0,0

500 0,4 0,0 0,4 0,0 0,5 0,0

550 0,4 0,0 0,3 0,0 0,4 0,0

600 0,3 0,0 0,3 0,0 0,2 0,1

CPPS 0,75-60↓ Ecart type CS 60 ↓ Ecart type Créf(C) ↓ Ecart

type mm2/s

Re

fro

idis

sem

en

t

550 0,4 0,0 0,4 0,0 0,3 0,0

500 0,4 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0

450 0,4 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0

400 Transition de la phase de la sonde en Nickel

350

300 0,6 0,0 0,5 0,0 0,5 0,0

250 0,6 0,0 0,5 0,0 0,5 0,0

200 0,7 0,0 0,6 0,0 0,5 0,0

150 0,7 0,0 0,6 0,0 0,6 0,0

100 0,7 0,0 0,7 0,0 0,6 0,0

50 0,8 0,1 0,7 0,0 0,7 0,0

20 0,9 0,0 0,8 0,0 0,8 0,0

La Figure 96 montre l’évolution de la diffusivité thermique au chauffage jusqu’à 600°C. La

diffusivité thermique diminue progressivement avec la sollicitation thermique. Les résultats

précédents ont montré que la diminution de la conductivité s’accompagnait d’une diminution

de la masse volumique et d’une augmentation de la chaleur massique. Ceci explique

logiquement la diminution de la diffusivité avec la température.

146

La courbe de la diffusivité thermique de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) correspond aux

résultats des bétons Créf(C) jusqu’à 150°C et ensuite redescend en dessous de toutes les

valeurs obtenues jusqu’à 550°C environ. Entre 20 et 170°C, seul le béton de cocktail de fibres

se trouve au-dessus des valeurs données par l’Eurocode 2.

La Figure 97 présente l’évolution de la diffusivité thermique au chauffage jusqu’à 600°C et lors

du refroidissement jusqu’à la température ambiante. Les valeurs « à chaud » de la diffusivité

thermique (λ600/ λ20) représentent environ 25 % de la diffusivité à température ambiante :

λ600/ λ20 init. Créf(C) = 30,0 %, λ600/ λ20 init. CS 60 = 30,0 %, λ600/ λ20 init. CPPS 0,75-60 = 20,0 %. En comparant

ces valeurs avec celles de la conductivité thermique, il apparait que la perte relative de

diffusivité est supérieure à celle de la conductivité. La différence de diffusivité entre les bétons

se réduit avec la température. Au cours du refroidissement, la diffusivité augmente pour

retrouver 80 à 90 % de la valeur initiale (λ20 init/ λ20 résid. Créf(C) = 80,0 %, λ20 init / λ20 résid. CS 60 = 80,0

%, λ20 init / λ20 résid. CPPS 0,75-60 = 90,0 %). Ceci est plus élevé que la conductivité résiduelle qui

retrouvait 75 % environ de sa valeur initiale.

Contrairement à l’évolution de la conductivité thermique, la diffusivité des deux bétons fibrés

n’évolue pas de manière semblable. La diffusivité du béton CS 60 diminue plus rapidement

entre 20° et 150°C que celle du béton CPPS 0,75-60. Ceci est lié à la plus forte augmentation

de chaleur spécifique de ce béton sur la même plage de température.

Aucune influence des fibres sur la diffusivité thermique des bétons n’a été remarquée.

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

0 100 200 300 400 500 600T [°C]

CPPS ↑ CS 60 ↑

Créf(C) ↑ Eurocode 2

Figure 96 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage, comparée à la courbe de l’Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) en fonction de température

a [m

m2 /s

]

147

Suivi de la réponse thermique des éprouvettes

La Figure 98 présente l’évolution de la différence de température entre la surface et le centre

des éprouvettes de bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60. Nous observons trois pics endothermiques

sur la courbe de différence de température. Ceci peut s’expliquer par des changements

physiques et chimiques dans le béton sous l’effet de la température. Le premier pic est apparu

entre 300 et 350°C (Tsurf) et peut être attribué à la consommation de la chaleur latente due

à la déshydratation des CSH et l’évaporation de l’eau. Cette différence importante de

température correspond au point d’inflexion de la courbe de perte de masse (Figure 79),

correspondant donc à l’élimination de la majeure partie de l’eau libre et liée. Le premier pic a

lieu plus tôt pour le béton CPPS 0,75-60 à 296°C et de 340°C pour le béton Créf(C) (Tableau

26). Les résultats de Pliya (Pliya 2010) montrent une apparition du premier pic des bétons de

fibres de polypropylène (2 kg/m3) à 300°C, tandis que le béton de référence et le béton de

fibres métalliques (20 – 30 kg/m3) présentent un pic plus tard à 340°C.

Le second pic a eu lieu à 600 – 650°C (Tsurf) et est lié à la deshydroxylation de la Portlandite.

Les courbes de refroidissement témoignent de la réversibilité de cette réaction : un petit pic

est observable autour de 550°C au refroidissement.

La troisième montée débute à 750°C et s’explique par la décarbonatation des granulats

calcaires.

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

0 100 200 300 400 500 600T [°C]

CPPS ↑ CPPS ↓

CS 60 ↑ CS 60 ↓

Créf(C) ↑ Créf(C) ↓

Figure 97 Evolution de la diffusivité thermique des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 au chauffage et refroidissement

a [m

m2/s

]

148

Tableau 26 Différence de température (∆T max) et température des deux pics des bétons Créf(C) et CPPS 0.75-60

Bétons ∆T max, °C Tpics, °C

Créf(C) 69 1. 340

2. 635 CPPS 0,75-60 100 1. 296

2. 617

Le deuxième pic et la troisième montée apparaissent de façon quasi simultanée, on peut

supposer qu’il n’y a pas d’écart de position entre les thermocouples des deux séries de béton

et que cette différence est liée à un phénomène physique.

La diffusivité des deux bétons étant très semblable, la différence notée au niveau du premier

pic est probablement liée à la différence de quantité d’eau entre les éprouvettes et à la facilité

dont les fluides peuvent migrer et s’évacuer du béton. Entre 200°C et 300°C, la porosité et la

perméabilité du béton CPPS 0,75-60 sont en effet plus élevées que celles du béton de

référence (Figure 81 et Figure 91). Les transferts de fluide se trouvent donc facilités dans le

béton de cocktail de fibres, ce qui explique que le premier pic de température intervienne à

plus basse température.

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Tsu

rf-T

cen

tre

(°C

)

Tsurf (°C)

Créf(C) 900°C CPPS 900°C

Figure 98 Evolution de la différence de température entre la surface et le centre de l'éprouvette en fonction de la température de surface des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60

149

3.5 Discussion sur l’influence des fibres sur les paramètres de

transfert et sur la sensibilité à l’écaillage

Trois compositions de bétons (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont fait l’objet de l’étude sur les

paramètres et propriétés de transfert avec deux cycles de traitement thermique à 200°C et

500°C. Ces cycles ont été choisis en fonction de la fin de fusion et de vaporisation des fibres

de polypropylène. Un troisième cycle de 300°C a été intégré pour les essais de perméabilité.

Les propriétés thermiques ont été étudiés durant le chauffage jusqu’à 600°C et au

refroidissement jusqu’à la température ambiante.

La porosité à l’éthanol des trois bétons augmente en fonction de la température. Les valeurs

absolues des bétons fibrés sont très proches sur toute la gamme de température et sont plus

faibles de l’ordre de 2 % que celle du béton de référence. La porosité du béton CCPS 0,75-60

semble augmenter un peu plus que celles des deux autres bétons à 200°C, mais l’écart reste

très modeste au regard de l’écart type. La distribution des pores étudiés par porosimètrie

mercure permet de discriminer plus finement le comportement des différents bétons en

fonction de la température. Pour les températures de 80°C et 200°C, la distribution porale

reste pratiquement la même pour les trois bétons (0,1 µm). Cependant les bétons ont montré

des résultats différents à 500°C. Le béton Créf(C) présente un réseau multimodal à la

température de 500°C. Trois pics apparaissent sur la courbe de 1,6 ; 8,0 et 20,0 µm. Pour les

bétons CS 60 et CPPS 0,75-60 ces pics sont absents. Les bétons de cocktail de fibres présentent

cependant une nouvelle famille de pores de grandes dimensions qui correspond au diamètre

des fibres de polypropylène. Contrairement au béton de référence Créf(C) et à ce qui est

relevé dans la littérature pour les bétons courants, la porosité piégée des bétons de fibres CS

60 et CPPS 0,75-60 ne diminue pas avec la température, mais augmente à 200°C. Les

observations par MEB réalisées après chauffage à 500°C complètent ces données. Il apparaît

que les bétons contenant des fibres métalliques (CS 60 et CPPS 0,75-60) présentent une plus

faible fissuration de la pâte, avec notamment moins de fissures radiales aux granulats. Le

béton CPPS 0,75-60 montre par contre des microfissures qui relient les lits de fibres

polypropylène entre eux. Ces microfissures sont dues à la dilatation de la fibre de

polypropylène lors de la montée de température, qui génère des contraintes supplémentaires

dans le béton. A 500°C, on distingue des fissures tangentielles autour des fibres métalliques

qui sont à relier aux différences d’expansion thermique entre l’acier et le ciment à hautes

températures. Les fibres ont ainsi une influence indéniable sur la morphologie du réseau

poreux et la distribution spatiale des fissures. Au cours du chauffage, la fissuration dans les

bétons Créf(C) apparait de manière répartie dans la pâte de ciment, tandis que cette dernière

est globalement moins fissurée dans le cas des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. Les résultats de

porosimètrie mercure ont confirmé cette observation en montrant l’absence d’apparition de

nouveaux pores d’environ 1 µm de diamètre pour ces deux bétons. Les fibres métalliques en

reprenant les efforts de traction pourraient limiter ou retarder l’ouverture des microfissures

liées au retrait de la pâte et aux déformations différentielles pâte-granulat. On note aussi

comme pour les granulats des fissures à l’interface des fibres métalliques. Les fibres de

150

polypropylène, quant à elles, laissent après évaporation des pores de grand diamètre. Ces

pores sont reliés entre eux par des microfissures assurant la continuité du réseau poreux ainsi

créé.

Comme attendu, la perméabilité intrinsèque augmente avec l’élévation de la température.

Après le séchage à 80°C, les trois bétons ont des perméabilités très voisines. A partir de 200°C,

la perméabilité du béton CPPS 0,75-60 évolue significativement par rapport aux deux autres

bétons. La différence de perméabilité est maximale à 300°C, avant donc l’évaporation des

fibres de polypropylène. La présence de pores de grand diamètre reliés par des microfissures,

comme l’a montré l’étude de la microstructure, permet la création de chemin de fuite très

favorable en termes de perméabilité. Cette augmentation de perméabilité intervient à 300°C,

lors de la finalisation des réactions de déshydratation et d’évaporation qui génèrent les

gradients thermiques et hydrauliques les plus importants au cours du chauffage.

La mesure des différences de température entre le cœur et la surface de l’éprouvette ont

montré que le pic endothermique lié aux réactions de déshydratation et d’évaporation de

l’eau avait lieu plus tôt pour les bétons CPPS 0,75-60. Ceci est cohérent avec les mesures de

perméabilité évoquées précédemment, les transferts de fluide s’effectuant plus rapidement

dans le cas des bétons CPPS 0,75-60.

Les conductivités thermiques des bétons diminuent avec la température et subissent un gain

au refroidissement en montrant une hystérésis. Ceci est dû à l’irréversibilité des réactions qui

amènent à la détérioration du matériau, comme le départ de l’eau physiquement et

chimiquement liée et l’apparition de microfissures au-delà de 300°C. Les bétons fibrés

présentent les conductivités thermiques plus élevées que celles du béton de référence. Les

plus fortes conductivités des fibres métalliques peuvent expliquer ce phénomène, ainsi que la

plus faible porosité des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60.

La chaleur massique des bétons Créf (C), CS 60 et CPPS 0,75-60 augmente avec l’élévation de

température. Les valeurs de la chaleur massique des bétons fibrés sont un peu plus élevées

que celles du béton de référence. Entre 20°C et 150°C, la chaleur spécifique augmente plus

rapidement, puis suit une pente plus faible jusqu’à 500°C. Entre 500 et 600°C, la chaleur

spécifique commence à croitre à nouveau plus rapidement. Cette augmentation est

réversible, car lors du refroidissement, les courbes se superposent quasiment avec celle du

chauffage.

La conductivité et la chaleur massique des bétons fibrés sont plus élevées que celles du béton

de référence, de ce fait il y a peu de différence de diffusivité entre les trois bétons.

L’absence d’écaillage de la formulation CSPP 0,75-60 s’explique par l’action des fibres sur la

microstructure comme l’ont déjà mis en évidence plusieurs auteurs ((Mindeguia 2009), (Pliya

2010), (Haniche 2011)). Les fibres de polypropylène suite à leur fusion à 170°C, ont laissé place

à des pores de grande dimension (>10 m) comme l’ont montré les résultats de porosimètrie

au mercure. Les observations au MEB ont montré que ces pores étaient reliés entre eux par

151

un réseau de microfissures créant des chemins de fuite favorable à l’augmentation de la

perméabilité comme en témoignent les valeurs résiduelles de perméabilité à 200 et 300°C. Le

transfert de fluide est ainsi facilité dans le béton CPPS comme le montre l’amplitude maximale

de la différence de température au sein de l’éprouvette qui intervient lors du chauffage plus

tôt que pour le béton de référence. Ce transfert facilité de fluide permet donc un meilleur

drainage et pourrait expliquer l’absence d’écaillage sous feu ISO par la diminution de la

contrainte hydrique produite par les pressions des pores.

La différence de stabilité thermique entre les bétons Créf(C) et CS 60 ne s’explique pas

directement par les valeurs de perméabilité. Il n’y a en effet pas de différence significative de

perméabilité entre les deux bétons. L’observation de la microstructure et les mesures de

porosimètrie mercure montrent cependant une différence de distribution de pores et d’état

de fissuration entre ces deux bétons. Le départ de masse plus tardif des bétons CS 60 confirme

aussi une plus grande difficulté de l’eau liée ou libre à s’extraire. Les modifications dans le

réseau poreux peuvent avoir une incidence sur les phénomènes d’évaporation condensation

et les mécanismes de désaturation. Les mesures de porosimètrie mercure ont montré

qu’après chauffage le béton CS60 présentait des pores de plus petites tailles et que sa part de

porosité piégée ne diminuait pas contrairement aux deux autres bétons. De plus petites tailles

de pores peuvent favoriser le processus de re-saturation par condensation de la vapeur en

migration vers les zones moins chaudes. De même, une plus forte part de porosité piégée peut

ralentir le drainage des fluides. Ces deux processus favorisent la formation d’un bouchon

hydraulique pouvant être à l’origine de contraintes hydriques élevées au niveau de cette zone.

3.6 Evolution des propriétés mécaniques résiduelles

L’objectif de cette partie est d’analyser l’apport de la formulation fibrée CPPS 0,75-60 ne

présentant pas d’instabilité thermique sur les performances mécaniques résiduelles du béton.

Les résistances à la traction, compression et module d’Young des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-

60 sont mesurées après chauffage à 300°C, 600°C, 750°C et 900°C.

Résistance à la compression

Le Tableau 27 résume les valeurs absolues et relatives de la résistance résiduelle à la

compression des deux formulations de béton testées (Créf(C) et CPPS 0.75-60) pour les

différents cycles de chauffage – refroidissement (300, 600, 750, 900°C). Chaque valeur est la

moyenne de trois éprouvettes avec des très faibles écart-types.

La Figure 99 illustre l’évolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression

des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-

refroidissement.

A la température ambiante, le béton de cocktail de fibres a une résistance à la compression

plus élevée de 20 % par rapport à celle du béton de référence. En effet, les fibres métalliques

augmentent la résistance du béton dès la température ambiante.

152

Nous pouvons distinguer globalement deux zones de comportement du béton en fonction de

la température. De la température ambiante à 300°C, nous constatons une baisse ou une

faible augmentation de la résistance résiduelle. De 300°C à 900°C, nous remarquons une

baisse progressive de la résistance résiduelle à la compression pour les deux types de béton.

Ces résultats s’inscrivent dans la continuité des études de plusieurs auteurs (Hager 2004) (Pliya

2010). Entre la température ambiante et 300°C la résistance résiduelle à la compression du

béton CPPS 0,75-60 et ne varie pratiquement pas.

Un meilleur comportement du béton CPPS 0,75-60 vis-à-vis de la résistance résiduelle à la

compression est observée jusqu’à 750°C (Figure 99). La résistance du béton CPPS 0,75-60 est

de 56 MPa environ à 600°C. La plus grande différence de résistance à la compression relative

entre les deux bétons a lieu entre 600 et 750°C et est de 14 % pour ces deux températures. A

900°C, les résistances des bétons avec ou sans le cocktail de fibres sont très faibles.

Entre 200°C et 500°C, la porosité relative à l’éthanol du béton de référence est plus élevée

que celle des bétons de cocktail de fibres de 23 % en moyenne. Ces résultats corroborent les

résultats de la résistance à la compression où la résistance à la compression du béton CPPS

0,75-60 est supérieure à celle du béton Créf(C).

Tableau 27 Résistance résiduelle à la compression uni-axiale des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)

Cref(C)

Température (°C) fc T (MPa) Ecart-type fc T/ fc20 (%)

20 65,2 0,7 100,0

300 58,4 0,0 89,6

600 36,0 0,7 55,2

750 18,0 0,5 27,6

900 6,4 0,8 9,8

CPPS 0,75-60

20 81,3 0,8 100,0

300 83,4 1,3 102,5

600 56,4 1,3 69,4

750 34,0 1,5 41,8

900 10,1 0,9 12,4

153

(b)

0

20

40

60

80

100

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

fc (

MP

a)

T (°C)

Cref(C) CPPS 0,75-60

0

20

40

60

80

100

120

20 300 600 750 900

fc/f

c20

, (%

)

T(°C)

Cref(C) CPPS 0,75-60

Figure 99 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la compression des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement.

(a)

154

Xing (Xing 2011) a réalisé une étude

sur les bétons de granulats calcaires

de résistance à la compression de 76,3

MPa. La Figure 100 présente la

comparaison de la résistance à la

compression relative des bétons de

référence avec les granulats calcaires.

Les deux courbes suivent la même

pente jusqu’à 750°C. Le plus grand

écart est de 4 % à 300°C.

Des travaux sur l’apport de cocktail de

fibres ont été réalisés par Pliya (Pliya

2010) pour différents dosages en

fibres métalliques et de polypropylène jusqu’à la température de 600°C avec des granulats

silico-calcaires. La Figure 101 montre l’évolution comparée des résultats de cette étude avec

ceux de la nôtre. Le béton sans fibres de Pliya a une résistance à la compression de 70 MPa.

La résistance résiduelle relative des différents bétons varie peu jusqu’à la température de

300°C. Nous notons une perte de résistance de l’ordre de 15 % pour les deux bétons sans

fibres. L’influence des granulats et de la vitesse de chauffage n’est pas remarquée. Les essais

de chauffage de Pliya sont réalisés à une vitesse de 1°C/min tandis que celles de notre étude

est de 0,5 °C/min. Au-delà de 300°C, une chute de résistance est constatée dans les travaux

de Pliya et à 600°C le gain de résistance est beaucoup plus faible. Cette différence de

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

fc/f

c20

, (%

)

T(°C)

Cref(C) (Yermak) C 77 MPa (Xing)

Figure 100 Comparaison entre nos résultats et ceux de Xing (Xing 2011) de la résistance relative à la compression des bétons de référence

Figure 101 Comparaison entre nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance relative résiduelle à la compression

0

20

40

60

80

100

120

20 300 600 750 900

fc/f

c20

, (%

)

T(°C)

C3 (Pliya) CSP3-30x1 (Pliya)

CSP3-30x2 (Pliya) CSP3-40x1 (Pliya)

CSP3-40x2 (Pliya) CPPS 0,75-60 (Yermak)

Cref(C) (Yermak)

155

comportement peut être fortement liée à la nature des granulats silico-calcaires. La littérature

montre un fort endommagement des granulats de silex jusqu’à 600°C tandis que les granulats

calcaires restent quasiment intacts. Nous notons un effet bénéfique des granulats calcaires et

du dosage de 60 kg/m3 de fibres métalliques. Les fibres métalliques utilisées dans cette étude

présentent les mêmes caractéristiques (l, d, fc) que celles de travaux de Pliya. Le gain de

résistance est de l’ordre de 42 %. Il faut toutefois noter que les bétons présentent des

résistances avoisinantes.

La Figure 102 présente la comparaison des courbes de la résistance relative à la compression

en fonction de la température selon Eurocode 2 (EUROCODE 2 2004) avec les courbes des

bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C). La similarité entre les courbes de béton Créf(C) et la courbe

de l’Eurocode 2 pour les bétons ordinaires est flagrante. La courbe de l’Eurocode 2 (C55/67)

est très proche de l’évolution de la courbe Créf(C). Les valeurs du béton CPPS 0,75-60 se

trouvent au-dessus de la courbe de l’Eurocode 2 BO.

Résistance à la traction par flexion

Le Tableau 28 rassemble les valeurs moyennes de résistances résiduelles et relatives à la

traction par flexion mesurées sur des éprouvettes prismatiques de section 10 x 10 x 40 cm.

0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

fcT°

/fc 2

0

T(°C)

Eurocode 2, Classe 2 (C70/85) Eurocode 2, Bétons Ordinaires (calcaires)

Eurocode 2, Classe 1 (C55/67) DTU BHP

Cref(C) CPPS 0,75-60

Figure 102 Comparaison des courbes de la variation de la résistance relative à la compression selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à la compression des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)

156

Tableau 28 Résistance résiduelle à la traction par flexion des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)

Cref(C)

Température (°C) ftT (MPa) Ecart-type ftT/f20 (%)

20 7,4 0,1 100,0

300 5,9 0,3 79,6

600 3,7 0,2 49,7

750 2,3 0,1 31,4

900 1,0 0,1 13,0

CPPS 0,75-60

20 10,9 0,1 100,0

300 9,9 0,5 90,5

600 6,8 05 62,2

750 4,2 0,2 38,4

900 1,2 0,1 10,6

La Figure 103 illustre l’évolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des

formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température.

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

ft (

MP

a)

T (°C)

Créf(C) CPPS 0,75-60

0

20

40

60

80

100

120

20 300 600 750 900

ft/f

t20

(%

)

T (°C)

Créf(C) CPPS 0,75-60

Figure 103 Evolution de la résistance résiduelle (a) et relative (b) à la traction des formulations Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction du cycle de chauffage-refroidissement

(a)

(b)

157

Une baisse de résistance résiduelle est observée pour les deux compositions de béton.

L’apport de fibres métalliques est remarqué dès la température ambiante. Le gain de

résistance à la traction à 20°C est de 47 % par rapport au béton non fibré. Ce gain est observé

jusqu’au chauffage à 600°C. Au-delà de cette température, la perte de résistance résiduelle

du béton CPPS 0,75-60 est plus importante. Entre 600°C et 900°C, les bétons Créf(C) et CPPS

0,75-60 perdent environ 37 % et 52 % de leur résistance. A 900°C, l’apport bénéfique des fibres

métalliques n’est plus observé.

Lau et al. (Lau and Anson 2006) ont noté une bonne contribution des fibres métalliques de

proportion volumique de 1 % jusqu’à une température de 800°C. Le pourcentage

d’amélioration de la résistance à la traction résiduelle des bétons CPPS 0,75-60 par rapport

aux bétons Créf(C) est de 10 % en moyenne.

La Figure 104 montre que la diminution de la résistance résiduelle à la traction est plus forte

dans le cas des essais de Pliya (Pliya 2010). Ceci est probablement dû à la nature de granulat

silico-calcaire. L’écart entre nos valeurs et celle de Pliya (Pliya 2010) s’amplifie avec la

température. A 300°C, les bétons de référence ont un écart de 17 %. De 300°C à 600°C, les

bétons CPPS 0,75-60 montrent une amélioration de la résistance à la traction résiduelle de 40

% en moyenne. Globalement, nous pouvons voir une très nette amélioration de la résistance

à la traction résiduelle des bétons avec 60 kg/m3 de fibres métalliques et les granulats

calcaires.

Les mécanismes de rupture des éprouvettes pendant l’essai de traction sont différents à 300°C

et 900°C. Au cours de l’essai sur les bétons CPPS 0,75-60 à 300°C, nous observons que le béton

a un comportement ductile, tandis qu’à 900°C le béton a un comportement plutôt fragile

(Figure 105). Nous avons également constaté ce phénomène pendant les essais de

compression. Nous supposons que cette perte de ductilité à 900°C est liée à l’oxydation et

Figure 104 Comparaison de nos résultats et ceux de Pliya (Pliya 2010) de la résistance relative à la traction

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

ftT

°/ft

20

T(°C)

CSP3-30x1 (Pliya) CSP3-30x2 (Pliya) CSP3-40x1 (Pliya)

CSP3-40x2 (Pliya) C3 (Pliya) Créf(C)

CPPS 0,75-60

158

ensuite à la corrosion des fibres métalliques, qui perdent ainsi leurs performances à des

températures élevées.

Caverzan et al. (Caverzan et al. 2015) ont constaté également un comportement diffèrent du

béton contenant 100 kg/m3 de fibres métalliques, lors des essais de résistance à la traction

par flexion quatre points. La rupture de fibres reste ductile jusqu’à 400°C et ensuite celle-ci

devient fragile (de 400 à 600°C).

Les fibres de polypropylène n’ont pas d’influence sur la résistance résiduelle à la traction.

La Figure 106 présente les courbes effort-déplacement des bétons CPPS 0,75-60 lors des essais

de traction par flexion, après les différents cycles thermiques. Le comportement post-

fissuration reste ductile jusqu’à 750°C. Les pics d’effort sont toutefois plus marqués à 600 et

750°C qu’à 300°C. A 500°C, des microfissures ont été observées à l’interface fibres métalliques

– pâte cimentaire. Ceci fragilise l’adhérence de la fibre à la matrice et explique la moins bonne

Figure 105 Test de traction par flexion de bétons CPPS 0,75-60 après traitement thermique à 300°C (a) et après 900°C (b)

(a) (b)

Figure 106 Charges de flexion en fonction du déplacement du béton CPPS 0,75-60

0

10

20

30

40

50

60

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

Ch

arge

en

fle

xio

n (

kN)

Deplacement (mm)

CPPS 20°C

CPPS 300°C

CPPS 600°C

CPPS 750°C

CPPS 900°C

159

reprise des efforts de traction après la

fissuration du béton à 600°C et 750°C,

comparée à 20°C et 300°C.

La Figure 107 présente des facies de

rupture du béton CPPS 0,75-60 après

600°C, 750°C et 900°C. Nous pouvons voir

qu’à 900°C, la rupture du béton

s’accompagne d’une rupture des fibres

métalliques et non plus d’un arrachement

de celles-ci comme à 600°C et 750°C.

La Figure 108 illustre la comparaison entre l’évolution de la résistance à la traction selon

l’Eurocode 2 et les bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) en fonction de température.

Etant donné que les valeurs de l’Eurocode 2 correspondent aux formulations sans fibres, les

résultats de nos bétons s’avèrent logiquement nettement supérieurs à ceux de l’Eurocode 2.

Module d’élasticité

Les résultats de la détermination du module de Young résiduel et relatif des bétons Créf(C) et

CPPS 0,75-60 sont résumés dans le Tableau 29.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

ftT°

/ft 2

0

T(°C)

Créf(C) CPPS 0,75-60 Eurocode 2

Figure 108 Comparaison des courbes de la variation de la résistance résiduelle à la traction selon les textes modificatifs DTU et Eurocode 2 et des courbes de la résistance résiduelle à la traction des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C)

Figure 107 Facies de rupture du béton CPPS 0,75-60 à 600°C, 750°C et 900°C

160

L’évolution du module d’élasticité en fonction de la température des bétons Créf(C) et CPPS

0,75-60 est représentée sur la Figure 109.

Tableau 29 Module d'élasticité des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60

Cref(C)

Température (°C) E (GPa) Ecart-type E (%)

20 45,9 0,1 100,0

300 27,7 0,2 60,0

600 13,3 1,0 29,0

750 6,2 0,5 14,0

900 1,6 0,1 3,0

CPPS 0,75-60

20 50,9 1,0 100,0

300 35,3 0,4 69,0

600 17,4 1,8 34,0

750 13,8 2,1 27,0

900 3,9 0,3 8,0

A la température ambiante, la différence de module d’élasticité entre les deux bétons est de

5 GPa. Ceci s’explique essentiellement par la plus forte compacité du béton CPPS 0,75-60,

mais aussi par la plus forte rigidité des fibres métalliques (210 GPa). Avec la sollicitation

thermique, une baisse progressive du module d’élasticité est observée pour les deux bétons.

La perte relative de module est cependant moins élevée pour le béton fibré. Elle semble

particulièrement ralentir entre 600 et 750°C. La présence des fibres métalliques ne modifie

pas la courbe d’évolution du module d’élasticité.

Le pourcentage d’amélioration du module d’élasticité résiduel des bétons CPPS 0,75-60 par

rapport aux bétons Créf(C) est de 8 % en moyenne jusqu’à 750°C.

161

La diminution du module d’élasticité à partir de 20°C indique que le béton a subi un

endommagement dès le début du chauffage. Tolentino et al. (Tolentino et al. 2002) ont

remarqué que la diminution du module d’élasticité des bétons peut être liée à la

microfissuration de l’interface induite par la dilatation du granulat. En effet, l’évolution

opposée des déformations thermiques différentielles entre la pâte et le granulat génèrent le

développement des fissures. Dans notre cas, à l’instar des granulats, les fibres métalliques

provoquent aussi une incompatibilité des déformations entre la pâte et la fibre métallique. A

hautes températures l’acier se dilate d’environ 11 E10-4 K-1, tandis que la pâte de ciment est

en retrait à partir de 150°C.

Les mesures montrent une augmentation rapide de la perméabilité pour le béton CPPS 0,75-

60, qui est due à la fusion des fibres de polypropylène. Cette augmentation de perméabilité

ne s’accompagne que d’une faible augmentation globale de porosité à l’échelle de l’ensemble

0

10

20

30

40

50

60

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

E (G

Pa)

T(°C)

Créf(C) CPPS 0,75-60

0

20

40

60

80

100

120

20 300 600 750 900

E/E2

0 (

%)

T(°C)

Créf(C) CPPS 0,75-60

(a)

(b)

Figure 109 Evolution du module d'élasticité résiduel (a) et relatif (b) des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 en fonction de la température du cycle de chauffage-refroidissement

162

du matériau (Figure 91), car l’augmentation de porosité a lieu uniquement dans le volume

restreint de la pâte cimentaire. Constatons toutefois que cette création de nouveaux pores

n’entraine pas de diminution de la rigidité du matériau. L’action mécanique des fibres

métalliques limite la déformation du béton pendant l’essai de compression. Par ailleurs, la

part de fissures liées au retrait de la pâte de ciment et à l’expansion des granulats pendant le

chauffage est aussi réduite grâce à l’action des fibres comme l’ont montré les résultats de

porosimètrie.

4 Conclusion

Une analyse comparée de l’évolution en fonction de la température des propriétés physiques,

des propriétés de transfert et du comportement mécanique résiduel a été présentée dans ce

chapitre. Trois bétons ont fait l’objet de l’étude : le béton de référence (Créf(C)), le béton de

fibres métalliques (CS 60) et le béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques

(CPPS 0,75-60). Les bétons ont été soumis à des cycles de chauffage et refroidissement à

vitesse lente (0,5°C/min) avec un palier d’une heure. Une première campagne d’essais a eu

pour objectif l’étude de l’influence des différentes fibres sur l’évolution de la microcstructure

et des propriétés de transfert des bétons. Les températures cibles pour cette étude sont les

suivantes : 200°C et 500°C (températures de la fin de fusion et évaporation des fibres de

polypropylène), ainsi que la température de 300°C, qui a été incluse seulement pour les tests

de perméabilité. Une deuxième campagne d’essais a eu pour but de comparer les

performances mécaniques résiduelles des deux formulations ne présentant pas d’écaillage

sous feu ISO : le béton de référence Créf(C) et le béton de cocktail de fibres CPPS 0,75-60. Les

paliers de température appliquée sont 300°C, 600°C, 750°C et 900°C.

Il est important de signaler qu’aucun éclatement n’a été remarqué lors du chauffage lent à

0,5°C/min.

Les trois bétons testés possèdent le même rapport E/C et le même volume de pâte.

Cependant, l’ajout des fibres a diminué l’ouvrabilité du béton frais (classe S3 au lieu de S4)

malgré un plus fort dosage en superplastifiant. A température ambiante, les propriétés des

bétons (Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60) présentent des caractéristiques physiques et

mécaniques un peu différentes. Les valeurs de la porosité à l’éthanol des bétons fibrés sont

très proches (P CS 60 = 8,5%, P CPPS 0,75-60 = 8,6%) et la porosité du béton Créf(C) est plus élevée

(P Créf(C) = 11,2%). Toutefois, la perméabilité intrinsèque des bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60

sont les mêmes (4,5E-17 m2), tandis que la perméabilité du béton CS 60 est très légèrement

inférieure (2,9E-17 m2). Les conductivités thermiques des bétons fibrés à température

ambiante sont légèrement supérieures à celles du béton de référence : 2,2 à 2,3 W/m.K au

lieu de 2 W/m.K. De plus, les valeurs supérieures de chaleur spécifique pour les bétons fibrés

compensent les valeurs de conductivité et de ce fait les diffusivités des trois bétons sont

relativement proches. De manière générale, les propriétés mécaniques du béton CPPS 0,75-

60 sont plus élevées que celles du Créf(C). Ceci est dû aux fibres métalliques qui limitent

163

l’ouverture de fissures lors du chargement et par conséquent réduisent la concentration des

contraintes.

Les résultats de pesée des éprouvettes avant et après chaque cycle de chauffage montrent

une diminution de la masse du béton avec la sollicitation thermique. Entre 80°C et 200°C, la

perte de masse des bétons CPPS 0,75-60 et Créf(C) est supérieure à celle des bétons CS 60.

Ceci est probablement dû au retard d’évacuation d’eau du béton de fibres métalliques. Le

croisement de courbes entre 200°C et 500°C signale l’endommagement supplémentaire du

béton CS 60 et/ou du départ d’eau après 200°C. L’augmentation de la porosité va de pair avec

la perte de masse ; jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres est observée

tandis qu’entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent plus rapidement.

Les mesures de porosité à l’éthanol ont conduit à des résultats similaires pour les bétons CS

60 et CPPS 0,75-60 (PCS60/P20 = 165%. PCPPS 0,75-60/P20 = 166 % à 500°C). Par contre, les mesures

par porosimètrie au mercure ont mis en évidence des différences de distribution et taille des

pores après chauffage à 200°C et 500°C entre ces trois bétons. A 500°C, trois nouvelles familles

de pores apparaissent pour les bétons Créf(C) correspondant à la microfissuration liée au

retrait de la pâte et à l’incompatibilité de déformation à l’interface pâte-granulat. Pour les

bétons de fibres métalliques CS 60, les nouveaux pores sont de plus petites tailles tandis que

l’on observe pour les bétons CPPS 0,75-60 l’apparition des macropores (>10 µm) dès 200°C,

mais plus nettement à 500°C. Contrairement au béton de référence, la porosité piégée des

bétons de fibres ne diminue pas avec l’élévation de température. La présence des fibres

métalliques semble impacter la structure du réseau poreux entre 200°C et 500°C en limitant

la taille des nouveaux pores. En ce qui concerne les bétons CPPS 0,75-60, ce phénomène est

compensé par les fibres de polypropylène qui génèrent des pores supplémentaires. A 500°C,

la principale famille de pores de CPPS 0,75-60 varie autour du diamètre de la fibre de

polypropylène (32 µm).

La perméabilité des 3 bétons est semblable à température ambiante. Dès 200°C la

perméabilité du béton CPPS 0,75-60 augmente plus rapidement. La différence de perméabilité

avec les bétons CS 60 et Créf(C) est maximale à 300°C puis les trois valeurs de perméabilité se

rejoignent à 500°C. Cette augmentation de perméabilité est liée à la fusion des fibres de

polypropylène qui intervient à 160°C et à la migration du polypropylène dans le réseau poreux.

Les observations au MEB ont montré la présence de microfissures qui joignent les lits de fibres

laissés vides et qui forment ainsi un réseau poreux continu. Ceci constitue des chemins de

fuite qui génèrent une augmentation significative de la perméabilité. Les observations au MEB

montrent aussi que la pâte de ciment des deux bétons fibrés apparait moins fissurée avec une

plus faible proportion de fissures radiales aux granulats que celle du béton de référence. Les

valeurs de perméabilité des bétons CS 60 ne sont cependant pas plus faibles que celles du

béton Créf(C) à 200°C et 300°C.

A température ambiante, la plus forte conductivité des deux bétons fibrés par rapport à celle

du béton de référence s’explique par la plus forte conductivité de l’acier et aussi par la plus

164

faible porosité des deux bétons CS 60 et CPPS 0,75-60. Les diffusivités des trois bétons sont

cependant très proches, car les deux bétons fibrés présentent une chaleur spécifique plus

élevée que le béton de référence. La conductivité thermique diminue linéairement avec la

température. A 600°C, les conductivités des trois bétons ont pratiquement diminué de moitié.

Une part de cette diminution est réversible et après refroidissement la conductivité résiduelle

a retrouvé environ 70 % de sa valeur initiale. L’hystérésis observée s’explique par

l’irréversibilité des réactions qui amènent à la détérioration du matériau (départ de l’eau

physiquement et chimiquement liée et l’apparition de microfissures au-delà de 300°C).

La chaleur spécifique des trois bétons augmente légèrement avec la température. La chaleur

spécifique est mesurée en condition isotherme sur échantillons préséchés et ne tient pas

compte de la consommation de chaleur sous forme latente. Une augmentation de porosité

génère aussi une augmentation de chaleur spécifique, car la chaleur spécifique des porosités

(air), qui se créent après le chauffage est de 1005 J.kg-1.K-1, tandis que la chaleur spécifique de

la fraction solide est plus faible (500 à 900 J.kg-1.K-1). Elle diminue après refroidissement

jusqu’à une valeur inférieure à sa valeur initiale, ce qui parait assez surprenant.

La diffusivité thermique diminue progressivement avec la sollicitation thermique. De 20°C à

600°C les bétons perdent environ 75 % de leur diffusivité thermique initiale, ce qui est

supérieur à la perte de conductivité thermique (55 % en moyenne). Toutefois, au

refroidissement, les trois bétons retrouvent 85 % de leur diffusivité initiale. Le béton de

référence ainsi que le béton de cocktail de fibres présentent des diffusivités voisines et qui

évoluent de façon similaire, tandis que la diffusivité du béton CS 60 diminue plus rapidement

jusqu’à 150°C.

Globalement, les propriétés mécaniques résiduelles des bétons CPPS 0,75-60 sont plus

élevées que celles des bétons Créf(C), ce qui confirme la contribution des fibres métalliques.

Les pertes résiduelles de module de Young et de résistance sont moins élevées d’environ 10

% pour le béton CPPS 0,75-60 jusqu’à 750°C. Les fissurations qui se développent à l’interface

des fibres métalliques vers 500°C et la porosité supplémentaire induite par les fibres de

polypropylène dès 200°C ne contrecarrent pas le rôle positif joué par les fibres dans la reprise

des efforts de traction et de limitation de l’ouverture des fissures. L’apport sur la ductilité post

pic est aussi conservée jusqu’à 750°C. Nous supposons que la perte de ductilité à 900°C est

liée à l’oxydation et ensuite à la corrosion des fibres métalliques à des températures élevées.

Les courbes effort-déplacement présentent les pics d’efforts à 600°C et 750°C montrant la

fragilisation de l’adhérence de la fibre à la matrice.

Avec la sollicitation thermique, une baisse progressive du module d’élasticité résiduel est

observée pour les deux bétons. Cependant, la perte relative du module d’élasticité est plus

faible pour le béton CPPS 0,75-60. Entre 600°C et 750°C, une influence bénéfique des fibres

métalliques est plus remarquable.

165

Chapitre 5 – Chargement thermique

unidirectionnel sur dallettes

166

1 Introduction

Le but de la présente partie est d’analyser le comportement sous sollicitation thermique

unidirectionnelle de dallettes en béton formulées à partir des trois bétons caractérisés dans

le Chapitre 4. Des dallettes et des éprouvettes cylindriques ont été confectionnées et

soumises à un chauffage de 10°C/min, plus modéré que le feu ISO mais générant toutefois un

gradient thermique important contrairement à la vitesse de chauffage utilisée pour la

caractérisation des bétons. Les formulations utilisées sont celles des bétons de référence avec

les granulats calcaires (Créf(C)), des bétons de fibres métalliques (CS 60) et des bétons de

cocktail de fibres (CPPS 0,75-60). La température et la pression sont mesurées en différentes

profondeurs afin d’étudier les transferts thermo-hydriques au cours du chauffage. L’écaillage

et la perte de masse sont évalués après refroidissement. L’influence de la formulation, de la

géométrie des corps d’épreuve (dallette vs cylindre) et de la vitesse de chauffage (essais ISO

vs 10°C/min) est discutée.

2 Protocole expérimental

2.1 Instrumentation des dallettes

Les dallettes sont réalisées à l’aide d’un coffrage en bois. Elles ont pour dimensions (Longueur

x largeur x épaisseur) 60 x 30 x 12 cm3. Le choix des dimensions (l x L) est fait par rapport à la

trappe d’ouverture du four utilisé. L’épaisseur de 12 cm est choisie de façon à assurer un

transfert unidirectionnel de chaleur sans descendre en deçà des valeurs usuelles rencontrées

dans la bibliographie.

Des thermocouples de type K sont positionnés sur les faces opposées et à différentes

profondeurs. Les températures sont ainsi mesurées sur la face supérieure de chaque dallette

(face soumise au traitement thermique) afin de vérifier l’uniformité latérale du chauffage et

sur la face inférieure (surface non chauffée). Pour cela, les thermocouples sont posés

directement sur les faces concernées. Un thermocouple positionné à 0,5 cm de la face

chauffée est noyé dans le béton pendant le coulage. Deux tubes inox sont noyés dans le béton

au moment du coulage à 3 et 6 cm de la face chauffée afin de mesurer simultanément et au

même endroit la pression de pore et la température. Dans chacun des tubes de diamètre 2

mm est introduit un thermocouple. La pression du thermocouple dans le tube permet aussi

de réduire les volumes morts. Un embout cylindrique fritté (microporeux) de diamètre 12,5

mm et de hauteur 24,2 mm est fixé à l’extrémité de chaque tube pour mesurer la pression de

pore. L’autre extrémité des tubes en inox est reliée à un raccord en T sur lequel est connecté

un capteur de pression. La Figure 110 montre le dispositif de mesure de pression et

température et la Figure 111 présente l’instrumentation des moules de coffrage.

167

2.2 Fabrication des dallettes

Pour les formulations retenues, les dallettes ont été confectionnées conformément au

dispositif défini dans le Chapitre 2, ainsi que quatre éprouvettes cylindriques par formulation.

Deux dallettes sont réalisées pour chacune des formulations de béton retenues ((Figure 112

a), (Figure 112 b)). La confection des dallettes et des éprouvettes a nécessité l’utilisation d’une

centrale à béton d’une capacité de 250 L, afin de s’assurer que les éléments testés soient issus

d’un même gâchage. Les dallettes et les éprouvettes cylindriques sont conservées dans des

sacs plastiques avec des chiffons humides à l’intérieur jusqu’au jour du chauffage. La cure

humide a duré 320 jours jusqu’au chargement thermique.

Figure 111 Dispositif de mesure de température et de pression

Capteur de pression

Thermocouple

Bouchon fritté

Raccord T

20 cm 20 cm

P+T

Capteurs de pression et de température

Thermocouples de type K

6 cm

12 cm

60 cm

Chargement thermique

3 cm

Figure 110 Positionnement des thermocouples et des capteurs dans la dallette

0,5 cm

20 cm

Bouchons frittés

Thermocouple

P+T

Tube inox

168

Le Tableau 30 présente les caractéristiques des trois bétons à l’état frais. Comme pour les

deux campagnes précédentes, les bétons fibrés ont une classe de consistance S3 et le béton

de référence est à une consistance S4.

Tableau 30 Caractéristiques des bétons à l'état frais

Bétons Affaissement [cm] Air occlus [%]

Créf(C) 16,0 0,2

CS 60 15,0 0,7

CPPS 0,75-60 11,0 0,1

2.3 Propriétés de bétons avant chauffage

Les propriétés des trois bétons étudiés (Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60) ont été présentées

dans le Chapitre 4. Les bétons sont chauffés après 320 jours de cure au lieu de 90 jours. Les

valeurs de porosité, de résistance à la compression et de teneur en eau libre sont de nouveau

mesurées.

La masse volumique réelle et la teneur en eau libre des trois bétons sont présentées dans le

Tableau 31. La teneur en eau des éprouvettes cylindriques du béton de référence est un peu

plus élevée, que celle des bétons fibrés.

Figure 112 Géométrie de l’éprouvette (a), confection des dallettes (b)

30 cm 1

2 c

m

(a) (b)

169

Tableau 31 Masse volumique et teneur en eau des bétons

Bétons Masse volumique

[kg/m3] 320 j.

Teneur en eau (éprouv.

cylindr.) [%] 320 j.

Créf(C) 2350 3,7

CS 60 2445 3,2

CPPS 0,75-60 2437 3,5

Le Tableau 32 présente les porosités et les résistances à la compression des bétons à 90 jours

et à 320 jours. Les porosités à l’éthanol et les résistances à la compression sont mesurées sur

des gâchées différentes.

Nous remarquons une baisse de porosité à l’éthanol avec le temps de 1,4 % en moyenne. La

résistance à la compression de béton Créf(C) n’évolue pas significativement au cours du

temps. Cependant la résistance à la compression de béton CPPS 0,75-60 diminue légèrement.

Il est important de signaler, que les bétons sont issus des gâchées différentes.

Tableau 32 Porosités et résistance à la compression des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

Bétons Porosité à 90 j.

(80°C)

Porosité à 320 j.

(80°C)

fc à 90 j. fc à 320 j.

(%) (%) (MPa) (MPa)

Créf(C) Moyenne 11,2 9,4 65,2 67,6

Ecart type 0,9 0,9 0,7 2,4

CS 60 Moyenne 8,5 6,9 - 75,3

Ecart type 0,2 0,2 - 3,0

CPPS 0,75-60 Moyenne 8,6 7,3 81,3 74,3

Ecart type 0,3 0,3 0,8 0,9

2.4 Dispositif de chauffage

Un four électrique (Figure 114) de dimensions 130 x 101 x 104 cm3 est muni d’un système de

ventilation et piloté à l’aide d’un programmateur-régulateur EUROTHERM. Un ventilateur est

intégré au four afin d’homogénéiser la température par la circulation d’air. La centrale

d’acquisition dispose de 22 voies qui permettent l’enregistrement des températures et des

pressions durant le chauffage. La centrale d’acquisition est reliée à l’ordinateur pour visualiser

en continu les mesures et de sauvegarder les données.

Les dallettes sont posées sur des blocs de béton reposant sur un élévateur métallique

permettant d’ajuster la face supérieure de la dallette au plan du fond du four. Une couche de

170

papier en aluminium est collée sur la face latérale de chacune des dallettes. Elle permet de

limiter le flux hydrique vers la surface latérale.

Une fois la dallette posée dans le four, une bande de laine de verre est utilisée pour combler

le vide entre les parois four-dallettes. Quatre éprouvettes cylindriques conservées dans les

mêmes conditions que les dallettes sont disposées dans le four avant chauffage. La Figure 113

(a) et la Figure 113 (b) illustrent la dallette et sa mise en place dans le four. Les dallettes sont

ensuite soumises à un cycle de chauffage-refroidissement jusqu’à la température de 600°C.

La vitesse de montée en température est fixée à 10°C/min et le palier à température constante

dure 4 heures, de façon à d’atteindre 300°C au milieu de la dallette (à 6 cm).

Figure 114 Dispositif expérimental

Figure 113 Dallette posée sur l’élévateur (a) et disposition des éprouvettes dans le four (b)

(a) (b)

171

3 Stabilité thermique des dallettes et des éprouvettes

cylindriques et caractérisation de l’écaillage

3.1 Observation visuelle après chauffage

Six essais de chauffage (deux dallettes par formulation) ont été réalisés. Le four a montré un

dysfonctionnement lors de la deuxième campagne d’essais. Seuls les résultats de la première

série d’essai sont pris en compte.

Il est important de noter que l’écaillage des bétons a eu lieu durant la montée en température

ainsi que durant le palier de 4 heures.

Les résultats des essais de chauffage sur les bétons de référence montrent des éclatements

des éprouvettes cylindriques (4 sur 4) et de l’écaillage sur les dallettes, comme l’illustre la

Figure 115. La profondeur maximale d’écaillage de la dallette Créf(C) est de 3 cm.

Le phénomène d’éclatement est moins marqué sur les éprouvettes cylindriques de bétons CS

60 contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques. Des détachements de morceaux de béton des

éprouvettes cylindriques sont notés (Figure 116) sur les quatre éprouvettes. L’écaillage est,

par contre, un peu plus accentué sur les dallettes comme illustré sur la Figure 116. La

profondeur maximale d’écaillage de la dallette est d’environ 3 cm.

Créf(C)

60 cm

Figure 115 Béton Créf(C) après chauffage jusqu’à 600°C

60 cm

CS 60

Figure 116 Béton CS 60 après chauffage jusqu’à 600°C

172

Les bétons CPPS 0,75-60 de cocktail de fibres métalliques et de fibres de polypropylène

présentent une bonne stabilité thermique. Aucun détachement de morceaux de bétons sur

les dallettes ni d’éclatement d’éprouvettes n’a été observé (Figure 117).

La Figure 118 présente l’état comparé de dégradation des éprouvettes cylindriques des bétons

Créf(C), CS 60 et CPPS 0.75-60. Les essais de chauffage à la vitesse de 10°C/min des

éprouvettes cylindriques des bétons Créf(C) ont conduit à des éclatements d’éprouvettes (100

%) tandis qu’avec les bétons CS 60, de forts écaillages allant jusqu’à une profondeur de 4 – 5

cm sont observés.

Après chauffage, les éprouvettes cylindriques des bétons de référence sont éclatées en

différents morceaux tandis que les éprouvettes de béton fibré CS 60 gardent une cohésion

globale et les morceaux détachés sont de plus petite taille. Les résultats du Chapitre 4

paragraphe 3.6.2 « Résistance à la traction par flexion » montrent qu’avant 750°C, le

comportement du béton de fibres métalliques est ductile, tandis que à 900 °C celui-ci est

fragile. A 600°C les fibres métalliques ne perdent pas encore de leur rôle mécanique et

permettent de lier les morceaux éclatés.

60 cm

Figure 117 Béton CPPS 0.75-60 après chauffage jusqu’à 600°C

CPPS 0,75-60

173

Figure 118 Eprouvettes cylindriques après chauffage à 10°C/min jusqu’à 600°C

Créf(C)

CS 60

CPPS 0,75-60

174

3.2 Caractérisation de l’écaillage

Afin d’évaluer le volume d’écaillage des dallettes endommagées, nous avons utilisé de la pâte

à modeler. L’opération consiste à combler le vide par de la pâte dont le volume est déterminé

par pesée hydrostatique (Figure 119). Pour le calcul de la surface écaillée, la zone éclatée est

reportée sur un papier calque, puis numérisée et traitée à l’aide d’un logiciel type Autocad.

Le Tableau 33 regroupe les résultats d’estimation du volume et de surface écaillés des

dallettes CS 60 et Créf(C). La zone écaillée du béton CS 60 représente environ 64 % de la

surface exposée et celle du béton Créf(C) 42 %.

Tableau 33 Surface et volume d'écaillage des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

Bétons Volume écaillé (%) Surface écaillée (%) Profondeur maximale

d’écaillage (cm)

CS 60 10,0 64,0 3,0

Créf (C) 5,0 42,0 3,0

3.3 Comparaison entre les différents chargements thermiques

Pour une même formulation et une même vitesse de chauffage, les éprouvettes cylindriques

sont plus endommagées que les dallettes. Une sollicitation unidirectionnelle apparaît

logiquement moins pénalisante qu’un chauffage sur toutes les faces. Quelle que soit la

sollicitation, ISO sur éprouvettes cylindriques, 10°C/minute sur dallettes et éprouvettes

cylindriques, le béton CS 60 présente une instabilité thermique sous forme d’écaillage. La

formulation CPPS 0,75-60 ne présente au contraire aucune forme d’instabilité thermique,

quelle que soit la géométrie, le type ou la vitesse de sollicitation. Concernant le béton de

référence, les résultats divergent selon la vitesse de sollicitation. Sous chauffage à 10°C/min

les éprouvettes cylindriques ont complètement éclaté et les dallettes ont présenté un

écaillage en surface tandis que sous feu ISO les éprouvettes de béton de référence n’étaient

que fissurées. Les bétons de référence avaient 220 jours lors des essais ISO et 320 jours lors

Figure 119 Les parties écaillées de la dallette CS 60 sont comblées par la pâte à modeler

175

des essais à 10°C/min. Plusieurs hypothèses existent vis-à-vis de l’influence d’âge sur

l’écaillage des bétons. Malhotra ((Malhotra 1984) suppose que le vieillissement de la

structure en béton augmente le risque d’écaillage. Dans le cas du chauffage des bétons de

référence, la teneur en eau des bétons au feu ISO était plus élevée (4,7 %) que celle du

chauffage à 10°C/min (3.7 %) et cependant l’écaillage a eu lieu à 10°C/min. L’écaillage du

béton de référence sous chauffage à 10°C/min n’est donc pas lié à une plus forte teneur en

eau.

Une porosité plus faible 9,4 % (à 320 jours) au lieu de 11,2 % (90 jours) traduisant la poursuite

des réactions d’hydratation est observée sur les bétons soumis au chauffage à 10°C/min.

Outre le volume total de pore, la dimension des pores et leurs connectivités diminuent avec

la durée de cure humide du béton (De Larrard 2002). Ceci pourrait favoriser une plus grande

instabilité thermique lors de ce dernier chauffage liée à un moins bon transfert hydrique.

Par ailleurs, le plus fort gradient thermique induit par la sollicitation ISO peut aussi générer en

surface des fissures d’origine thermomécanique qui favorise par la suite l’évacuation de l’eau

de l’éprouvette. Ceci pourrait aussi contribuer à l’absence d’éclatement des éprouvettes

cylindriques de référence sous scénario ISO.

Mindeguia (Mindeguia 2009) a réalisé des tests de chauffage sur des dallettes L 700 mm x l

600 mm x h 150 mm, conservées dans l’eau pendant 28 jours et ensuite en chambre climatisée

à 20°C et 50 % de HR (W0 = 4,57 %), ainsi que des éprouvettes conservées seulement en

chambre climatisée à 20°C et 50 % de HR (W0 = 3,5 %) pendant au moins 90 jours. La rampe

de chauffage a été fixée à 10°C/min jusqu’à 600°C au niveau des éléments chauffants. Les

compositions B60 (60 MPa) ont présenté une éjection d’un important volume de béton en

surface exposée. Pratiquement toute la surface exposée de la dallette était endommagée pour

les deux types de cure. Ces résultats montrent que la différence d’âge de nos bétons

n’explique pas les différences d’écaillage.

4 Transfert thermo-hydrique dans la dallette

4.1 Perte de masse

Afin de mieux évaluer le comportement des dallettes lors du chargement thermique nous

avons réalisé la pesée des dallettes avant et après chauffage. La pesée de la dallette CS 60 n’a

pas pu être réalisée. Jusqu’à 600°C, la perte de masse est fortement liée à la perte de matière

par écaillage et au départ d’eau libre et liée dans le béton.

La perte de masse totale est calculée par la différence des masses avant et après le chauffage.

La perte de masse liée au départ de l’eau est calculée comme la perte de masse totale moins

la perte de masse par écaillage (Phors écaillage = Ptot – Péc). La perte de masse par écaillage est

déterminée au moyen du volume de la partie écaillée et de la masse volumique du béton. Le

176

Tableau 34 présente l’évolution de la masse des dallettes Créf(C) et CPPS 0,75-60 avant et

après le chauffage de la deuxième gâchée.

Le béton CPPS 0,75-60 présente une plus grande perte de masse hors écaillage. Le béton CPPS

0,75-60 présente une porosité et une perméabilité plus élevée à partir de 200°C (Chapitre 4)

que celles des deux autres bétons, par conséquent, le transfert hydrique est plus facile dans

ce béton. La quantité d’eau libre contenue dans le béton de référence (3,7 %), mesurée sur

les éprouvettes cylindriques est supérieure à la perte de masse « hors écaillage » (3,3 %). Ceci

est probablement dû à la méthode d’estimation du volume d’écaillage.

Tableau 34 Masse des dallettes avant et après chauffage

Bétons Masse

avant

chauffage

[kg]

Masse

après

chauffage

[kg]

Perte

[kg]

Perte

totale

[%]

Perte de

masse hors

écaillage [%]

Perte estimée

de l’écaillage

[%]

Créf(C)* 51,6 47,7 3,9 7,6 3,3 4,3

CS 60* Pas de mesure

CPPS 0,75-60 52,8 48,6 4,2 8,0 8,0 -

* - béton écaillé

4.2 Evolution de la température

La Figure 120 montre les évolutions de températures mesurées au cours du chauffage des

dallettes. Les températures mesurées sont la température du four (Tfour), deux mesures sur

la face chauffée (Tsurf exp 1 et 2), une mesure de la face froide (Tface froide) et trois mesures

à l’intérieur des dallettes (à 0,5 – 3 – 6 cm de la face exposée). Un disfonctionnement est

remarqué au niveau du thermocouple de surface froide du béton CS 60.

Deux thermocouples posés en surface chauffée des trois bétons témoignent de la répartition

homogène de la température à cet endroit (Tsurf exp 1 et 2). Sur les courbes d’évolution de

température de surface des bétons Créf(C) et CS 60, nous observons des perturbations

caractérisées par une baisse et reprise de température. Cette baisse s’identifie à 500°C pour

le béton CS 60, 500-600°C pour le béton Créf(C). Ce phénomène pourrait avoir lieu à l’instant

où s’est produit l’éclatement et/ou l’écaillage des dallettes. Un léger changement d’allure

apparait sur les courbes de température à 3 et 6 cm de la face chauffée des bétons Créf(C) et

CS 60. Ces points d’inflexion témoignent du moment de l’évaporation d’eau (consommation

de la chaleur sous forme latente). Lors de la montée en température, l’eau libre et l’eau liée

se vaporisent. La vapeur s’accumule et retarde la propagation de la chaleur dans l’éprouvette.

Cette perturbation a été également notée par Nguyen (Nguyen 2013) lors du chauffage des

éprouvettes cylindriques (Ø60 cm et h 60 cm). Cependant, il faut noter que CPPS 0,75-60 ne

177

présente pas de point d’inflexion correspondant à la vaporisation de l’eau, ceci pourrait

expliquer un plus faible volume d’eau accumulé (absence du bouchon hydraulique).

Contrairement à ce qui aurait été attendu, les valeurs des températures à 3 et 6 cm de la face

chauffée des dallettes qui ont présenté des instabilités thermiques (Créf(C) et CS 60) sont très

proches. Les thermocouples de T (3cm) et T (6cm) sont positionnés respectivement sous des

bords opposés de la dallette et il est possible que la profondeur non uniforme d’écaillage,

allant jusqu’à 3 cm, ait modifiée la répartition latérale de la chaleur dans la dallette. Les

températures à 3 et 6 cm du béton CPPS 0,75-60 qui n’a pas écaillé, évoluent, elles, de façon

cohérente.

La distribution de température est globalement similaire dans les trois types de béton. La

présence de fibres ne modifie pas la distribution de température dans l’échantillon ce qui est

en accord avec les faibles différences de diffusivité mesurée.

178

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12

T (°

C)

Temps (h)

Créf(C)

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12

T (°

C)

Temps (h)

CS 60

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12

T (°

C)

Temps (h)

CPPS 0.75-60

Figure 120 Courbes d’évolution de températures des dallettes Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

179

4.3 Evolution de la pression dans les pores

La Figure 121 présente l’évolution des pressions mesurées à 3 et 6 cm et les températures à 3

ou 6 cm correspondantes en fonction du temps. D’une manière générale, les pressions

augmentent rapidement vers une valeur maximale puis chutent progressivement. L’allure des

courbes de pression à 3 cm (Créf(C)) et à 6 cm (CPPS 0,75-60) ne présente pas d’évolution

cohérente vis-à-vis des phénomènes physiques. On suppose que les mesures aient pu être

Figure 121 Evolution de température de surface et de pression à 3 et 6 cm des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps (h)

Créf(C)

T (3cm) P (3cm)

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps (h)

Créf(C)

T (6cm) P (6cm)

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps(h)

CS 60

T (6cm) P (6cm)

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps (h)

CS 60

T (3cm) P (3cm)

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps (h)

CPPS 0.75-60

T (3cm) P (3cm)

0

1

2

3

4

5

0

100

200

300

400

500

0 2 4 6 8 10 12

P (

bar

)

T (°

C)

temps (h)

CPPS 0.75-60

T (6cm) P (6cm)

180

perturbées (fissuration, problème du capteur). Ces mesures ne seront pas prises en compte

lors de l’analyse ultérieure.

Il est important de noter que les pressions mesurées à des profondeurs de 3 et 6 cm ne

correspondent pas nécessairement aux pressions maximales développées dans le béton.

Les pressions maximales enregistrées sont de 2,4 bar à 3 cm et de 2,9 bar à 6 cm de la face

exposée. Les températures à 3 et 6 cm varient respectivement entre 170°C et 220°C. Cette

plage de la température locale correspond au domaine du départ de l’eau libre et de l’eau

liée. L’augmentation de pression est consécutive à la vaporisation de l’eau. La Figure 122

présente l’évolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3 et

à 6 cm à partir de la face chauffée en fonction de la température aux mêmes profondeurs.

Exceptée pour le béton Créf(C) (3 cm), l’amplitude maximale de différence de température

intervient à des températures locales se situant entre 80°C et 150°C. Hormis le béton de

référence (à 3 cm), les températures où les gradients thermiques et pressions atteignent des

valeurs maximales se situent entre 80°C et 220°C. La cinétique des processus thermique et

hydrique conduit aussi simultanément à des amplitudes significatives des contraintes

thermiques liées aux gradients de température, de contraintes hydriques induites par les

pressions. Ceci confirme les hypothèses de la littérature concernant la double origine de

l’écaillage ((Zhukov 1976), (Khoury 2000)).

Bangi et al. (Bangi and Horiguchi 2012) ont testé des bétons de cocktail de fibres contenant

0,1 % et 0,4 % de fibres de polypropylène et métalliques respectivement (71 MPa) au

chauffage de 10°C/min jusqu’à 600°C. Pour les mesures de pression l’auteur a utilisé des

disques métalliques frités de taille Ø 12 x 4 mm. Les pressions mesurées à 10, 30 et 50 mm

sont inférieurs à 1 MPa (0,4 ; 0,7 ; 0,9 MPa respectivement). Nos valeurs sont inférieures à

celles relevées par Bangi et al (Bangi and Horiguchi 2012).

Les résultats du Chapitre 4 montrent que les bétons CPPS 0,75-60 ont une perméabilité et

porosité plus élevées que celles des bétons CS 60 et Créf(C). Cependant les mesures de

Figure 122 Evolution de la différence de températures entre la surface et la profondeur à 3 et à 6 cm de l'éprouvette en fonction de la température à 3 ou à 6 cm de la surface exposée des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60

-200

0

200

400

600

0 100 200 300 400 500 600Tsu

rf e

xp -

T (6

cm

)

T (6 cm)

Céf(C) CS 60 CPPS 0,75-60

-200

0

200

400

600

0 100 200 300 400 500 600Tsu

rf e

xp -

T (3

cm

)

T (3 cm)

Créf(C) CS 60 CPPS 0,75-60

181

pressions à 3 cm de la face chauffée ne montrent pas de différence significative entre les

valeurs des bétons CS 60 et CPPS 0,75-60.

Les mesures de pression peuvent présenter quelques imprécisions. Premièrement, en étant

en acier, le capteur de pression peut générer des incompatibilités de déformations lors du

chauffage, provoqué par la décohésion entre la sonde et la pâte du béton. Deuxièmement, la

taille significative du capteur (Ø 12,5 x 24,2 mm) implique des mesures de pression moyennes

qui peut masquer des éventuels pics de pression à l’origine de l’instabilité thermique.

5 Discussion sur le chargement thermique unidirectionnel

de la dallette

Un chauffage unidirectionnel de 10°C/min jusqu’à 600°C est effectué sur des dallettes de

dimensions L 600 mm x I 300 mm x Ep. 120 mm et sur des éprouvettes cylindriques Ø 15 cm x

30 cm. Les formulations testées sont celles du Chapitre 4 : Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60.

Le chauffage des dallettes a montré un écaillage de la formulation CS 60 allant jusqu’à 10 %

de la surface chauffée, ainsi qu’un fort écaillage des éprouvettes cylindriques. Une instabilité

thermique est notée avec la formulation des bétons de référence. Seule la composition des

bétons CPPS 0,75-60 n’a pas présenté d’instabilité thermique.

Les éprouvettes cylindriques du béton de référence présentent une instabilité thermique sous

chauffage à 10°C/min contrairement à un chauffage au feu ISO de deux heures, où sont

apparues seulement des fissures. Il est possible qu’un plus fort gradient thermique ait généré

des fissurations du béton lors du feu ISO, évitant l’écaillage, en favorisant les transferts

hydriques. Les éprouvettes cylindriques du béton CS 60 montrent un plus fort écaillage à

10°C/min qu’au feu ISO. La répartition spatiale variable de l’écaillage des bétons Créf(C)

(écaillage au milieu de la dallette) et CS 60 (écaillage sur les bords opposés de la dallette)

indique que la concentration des contraintes dans le matériau varie d’un chauffage à l’autre.

Cette variation pourrait être due à l’effet des fibres métalliques. Comme nous l’avons noté

dans les Chapitres 3 et 4, les fibres métalliques retiennent les parties écaillées et limitent

l’ouverture des fissures. Il est possible que lors du chauffage les fibres métalliques aient une

influence sur la répartition des contraintes au sein du béton.

Le béton CPPS 0.75-60 a une perte de masse plus élevée (4,2 kg) par rapport aux bétons de

référence (3,9 kg), ce qui indique un départ d’eau probablement facilité par la plus forte

porosité et perméabilité de béton de cocktail de fibres (cf. Chapitre 4).

Les évolutions de température au sein des éprouvettes ne montrent pas d’écarts significatifs

entre les différents bétons, ceci corrobore les résultats des propriétés thermiques des trois

bétons (Chapitre 4) relativement proches.

182

Les pressions des trois bétons montrent des valeurs variables, qui ne dépassent pas 0,5 MPa.

Ces résultats restent surprenants, car les valeurs de perméabilité à 20°C, 200°C, 300°C et 500°C

sont plus élevées pour le béton CPPS 0,75-60 que pour les bétons CS 60 et Créf(C). Les courbes

de pression présentent un pic entre 170°C et 220°C et ensuite baissent relativement

progressivement.

La pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans la

même plage de températures. Ceci peut indiquer une double origine de l’écaillage suite

à l’augmentation conjointe des pressions et des contraintes thermo mécaniques.

6 Conclusion

Les dallettes de dimensions L 600 mm x I 300 mm x Ep. 120 mm ont été chauffées

unidirectionellement à 10°C/min avec un palier de 4 heures jusqu’à 600°C. Trois formulations

de béton sont utilisées pour confectionner les dallettes : le béton de référence Créf(C), le

béton de fibres métalliques CS 60 et le béton de cocktail de fibres métalliques et de

polypropylène CPPS 0,75-60.

Les essais sur les dallettes ont montré un écaillage de la formulation CS 60 allant jusqu’à 10 %

de la surface chauffée, ainsi qu’un écaillage explosif des éprouvettes cylindriques, chauffées

simultanément. La composition des bétons CPPS 0,75-60 n’a pas présenté d’instabilité

thermique. La dallette de béton de référence Créf(C) a écaillé, ainsi que les quatre éprouvettes

cylindriques de la même formulation. Le plus fort endommagement des éprouvettes

cylindriques montre l’influence défavorable d’un chauffage sur toutes les faces par rapport à

la sollicitation unidirectionnelle. Le béton de référence ne présentait pas d’écaillage sous

scénario ISO, mais des éclatements et écaillage sous rampe à 10°C/min. Une sollicitation plus

rapide génère un plus fort gradient thermique et de plus fortes contraintes de compression

en surface à l’origine d’un endommagement et d’une fissuration de la partie périphérique.

Cette dernière facilite l’évacuation de l’eau sous forme liquide et vapeur vers l’extérieur de

l’éprouvette limitant ainsi la part de l’eu migrant vers l’intérieur qui en se condensant va

former une zone saturée étanche (bouchon hydraulique).

Nous avons remarqué une plus forte perte de masse des bétons CPPS 0,75-60, qui corrobore

les résultats de perméabilité et de porosité, analysés dans le Chapitre 4, cependant l’évolution

de pressions ne montre pas d’écarts significatifs entre les bétons CPPS 0,75-60 et CS 60. Les

valeurs de pression obtenues sont globalement faibles et l’on peut penser que la présence du

dispositif de mesure dans le béton ait eu une incidence sur les pressions mesurées.

Les évolutions similaires de température dans l’épaisseur de la dallette sont cohérentes avec

les propriétés thermiques proches des trois bétons.

183

La pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans la

même plage de températures. Ceci peut indiquer une double origine de l’écaillage suite à

l’augmentation conjointe des pressions et des contraintes thermo mécaniques.

184

Conclusion générale et perspectives

L’objectif de ce travail de recherche était de contribuer de façon expérimentale à une

meilleure connaissance du comportement du béton porté à hautes températures et de

l’influence des fibres de polypropylène et/ou métalliques. Des corps d’épreuve de bétons à

hautes performances avec ou sans les fibres ont été confectionnés, conservés et soumis à

différents chargements thermiques, ISO 834, chauffage lent à 0,5 C/min, chauffage multi et

unidirectionnels (10°/min). Ces différents modes de sollicitation permettent de croiser les

analyses afin de mieux appréhender les mécanismes à l’origine de l’instabilité thermique des

bétons. Ce travail est structuré en trois grandes parties. Les essais sous scénario incendie ISO

834 (2heures) ont permis de tester la résistance à l’écaillage de 10 formulations où variaient

la nature des granulats, la quantité, la nature et la géométrie des fibres et l’état d’humidité

des bétons. Suite à cette première étude, quelques formulations présentant des stabilités

thermiques opposées ont été sélectionnées afin de caractériser l’évolution de leurs propriétés

physiques, thermiques, mécaniques et microstructurelles qui seront donc mises en relation

avec leurs différences de sensibilité à l’écaillage. Enfin ces formulations ont été testées à

l’échelle de la dallette en les soumettant à un chauffage unidirectionnel pendant lequel un

suivi de la température et de la pression est effectué à différentes profondeurs. Plusieurs

points sont à retenir à l’issu de ce travail.

Dans la première partie de cette étude, des corps d’épreuve de bétons de référence (bétons

sans fibres), de bétons de fibres de polypropylène, de bétons de fibres métalliques et de

bétons de cocktail de fibres ont été confectionnés et conditionnés suivant trois modes

différents afin de faire varier leur état d’humidité initial avant le chauffage. Les corps

d’épreuve sont ensuite soumis à un chauffage rapide de type incendie ISO. Les granulats

utilisés étaient de nature calcaire ou silico-calcaire (silex). Le rapport E/C des différentes

compositions de béton était de 0,38 avec un volume de pâte gardé constant. Les fibres de

polypropylène de longueurs différentes et les fibres métalliques avec des dosages variés ont

été ajoutées à la composition de béton de référence. Au total, dix compositions de bétons ont

été formulées dont deux avec des granulats de silex (une sans fibres et une avec le cocktail de

fibres de polypropylène et métalliques). La résistance à la compression des bétons à la

température ambiante est respectivement de 54 et 60 MPa pour les bétons de granulats de

silex et calcaires. La teneur en eau libre variait de 2,1 à 5,2 %. Les résultats, après chauffage

ISO 834, montrent dans l’ensemble une absence d’éclatement explosif des corps d’épreuve.

L’effet de la variation de l’état d’humidité sur la stabilité thermique n’est pas remarqué dans

le cadre cette étude. Selon certaines études et l’Eurocode 2 ((EUROCODE 2 2004), (Mindeguia

2009)) une teneur en eau supérieure à 3 % pour une telle composition de béton pourrait

générer des écaillages. Certaines compositions de bétons ont présenté des éclatements de

granulats en surface, une forte densité de fissurations (béton de silex) ou un fort écaillage avec

un détachement de gros morceaux de béton (béton contenant 60 kg/m3 de fibres

185

métalliques). Nous pouvons retenir un comportement thermique instable des bétons de

granulats de silex et de bétons avec un fort dosage en fibres métalliques. Une friabilité

importante des fibres métalliques a été observée et pourrait être liée à l’oxydation et la

corrosion de l’acier aux températures élevées. L’addition de 0,75 kg de fibres de

polypropylène a permis d’éviter l’écaillage observé sur ces bétons. L’influence de la variation

de la géométrie des fibres de polypropylène et de son dosage n’est pas remarquée à travers

cette étude de stabilité thermique. L’évolution de température au sein des éprouvettes est

semblable pour toutes les formulations.

A l’issu de cette phase d’analyse de la stabilité thermique, les compositions de béton de

référence de granulats calcaires, de béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques (béton

écaillé) et de béton de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques (CPPS 0,75-60) ont

été retenues pour une étude de caractérisation des propriétés thermiques, physiques et

mécaniques. Cette seconde partie de l’étude a pour but de comprendre les différences de

stabilité thermique entre les bétons sélectionnés et de caractériser l’apport des fibres sur les

performances mécaniques résiduelles. Les corps d’épreuve issus de ces compositions sont

soumis à des cycles de chauffage-refroidissement à une vitesse de chauffe de 0,5°C/min. Pour

la détermination des propriétés de transferts et l’évolution de la microstructure, les

températures ciblées sont de 200 et 500°C. Les essais de perméabilité incluent une

température intermédiaire de 300°C. En ce qui concerne les propriétés mécaniques

résiduelles, les paliers de température retenus sont à 300, 600, 750 et 900°C. Les points

importants à retenir de cette phase de caractérisation sont :

Au cours des différents cycles de chauffage-refroidissement, aucun éclatement

explosif n’a été observé pour les trois compositions de bétons étudiées. Le fort

écaillage signalé dans la première partie des bétons de fibres métalliques n’est pas

remarqué.

Les mesures des propriétés de transfert thermique (conductivité, chaleur spécifique,

diffusivité thermique) sont réalisées durant la phase de chauffage et celle du

refroidissement. Les mesures de conductivité thermique à température ambiante

montrent l’influence de la présence des fibres de polypropylène et des fibres

métalliques sur les propriétés de transfert du béton. La conductivité thermique des

bétons étudiés est respectivement de 2,3 W/m.K, 2,2 W/m.K et 2,0 W/m.K pour les

bétons CPPS 0,75-60, CS 60 et Créf(C). Durant la montée en température, la

conductivité thermique diminue quasi linéairement jusqu’à 600°C. L’écart de

conductivité lié à la présence des fibres s’amoindrit avec la température jusqu’à

disparaître 600°C. Durant le refroidissement, une hystérésis est observée en lien avec

l’irréversibilité des transformations physico-chimiques qui conduisent à

l’endommagement du matériau. La conductivité thermique résiduelle après un

chauffage à 600°C représente 75 % de sa valeur initiale. La valeur résiduelle est plus

élevée que la valeur mesurée à chaud (72 % de la valeur initiale). La chaleur spécifique

augmente légèrement avec la température jusqu’à 500°C (150 %) et ensuite plus

186

fortement (181 %). La diffusivité thermique diminue avec la température. De 20°C à

600°C les bétons perdent environ 75 % de leur valeur initiale. Toutefois, au

refroidissement, les trois bétons retrouvent 85 % de leur diffusivité initiale.

Les perméabilités intrinsèques des bétons Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60 sont

respectivement, après séchage à 80°C, de 4,5E10-17, 2,9E10-17 et 4,5E10-17 m². Une

faible augmentation de la perméabilité est observée après le chauffage à 200°C.

L’augmentation de perméabilité des bétons CPPS 0,75-60 est plus importante que celle

des autres bétons. Cette perméabilité supplémentaire des CPPS 0,75-60 pourrait être

liée au changement de phase des fibres de polypropylène autour de la température de

160°C. La différence de perméabilité entre CCPS 0,75-60 et les autres bétons est

maximale à 300° C et à 500°C, les valeurs de perméabilité des trois bétons se

rejoignent. Les observations au MEB ont mis en évidence les microfissurations liées

aux lits de fibres de polypropylène formant un réseau continu. Par conséquent, la

perméabilité augmente significativement suite à la présence de ce réseau. Ces

observations ont montré également que la pâte de ciment des bétons CS 60 et CPPS

0,75-60 apparait moins fissurée que celle du béton Créf(C) avec une plus faible

proportion de fissures radiales aux granulats.

A température ambiante, les porosités à l’éthanol des bétons fibrés (P CS 60 = 8,5 % et

P CPPS 0.75-60 = 8,6 %) sont semblables et inférieures à celle du béton de référence (P Créf(C)

= 11,2 %). Les résultats de la perte de masse et de la perméabilité corroborent les

résultats de la porosité : jusqu’à 200°C une faible évolution de ces deux paramètres

est observée et ensuite entre 200°C et 500°C la perte de masse et la porosité évoluent

plus rapidement. Par contre la porosité totale parait un indicateur moins sensible que

les mesures de perméabilité pour discriminer les différents bétons et mettre en

évidence l’influence des fibres. Au-delà de la valeur totale de porosité, la distribution

de la taille des pores en fonction de la température de chauffage a pu être analysée

grâce aux essais de porosimètrie mercure. Dès 200°C, le béton CPPS 0,75-60 présente

des nouveaux pores de taille importante (> 10 µm), se distinguent plus nettement à

500°C. A 500°C, le béton Créf(C) présente trois nouvelles familles de pores,

correspondant à la microfissuration de la pâte et de l’interface pâte-granulat, mais qui

ne se retrouvent pas dans les bétons avec fibres métalliques CS 60 et CCPS 0,75-60. La

porosité piégée de ces deux bétons ne diminue pas avec la température à 200°C à

l’inverse de celle du béton de référence. La présence de fibres métalliques a une

influence sur l’évolution de la distribution porale avec la température puisqu’une plus

faible part de pores « intermédiaires » (1 m environ) est observée après chauffage.

Les fibres de polypropylène génèrent l’ouverture de pores de grandes dimensions (>

10m) qui contribuent fortement à l’augmentation de la perméabilité.

La pesée des éprouvettes avant et après le chauffage indique que le béton CS 60

présente un retard d’évacuation d’eau entre 200°C et 500°C. La perte de masse des

bétons Créf(C) et CPPS 0,75-60 diminue progressivement jusqu’à 750°C (9,2 % et 8,7 %

respectivement à 750°C), ensuite le phénomène de décarbonatation des granulats

187

calcaires entraine une forte perte de masse des deux bétons (19,8 %, 17,6 %

respectivement).

Les propriétés mécaniques étudiées sont la résistance à la compression, le module

d’élasticité et la résistance à la traction par flexion des bétons. D’une manière globale,

nous avons remarqué la baisse des performances mécaniques résiduelles des bétons

avec la montée en température. L’ajout des fibres métalliques a induit une

amélioration des propriétés mécaniques résiduelles par rapport au béton sans fibres

Créf(C). Les pertes moyennes de résistance et du module d’élasticité sont moins

importantes pour le béton fibré (10 %). Les fissurations qui se développent à l’interface

de la pâte de ciment et des fibres métalliques vers 500°C et la porosité supplémentaire

induite par les fibres de polypropylène dès 200°C n’annulent pas l’effet positif des

fibres métalliques vis-à-vis de la reprise des efforts de traction et de la limitation

d’ouverture des fissures. La ductilité des bétons fibrés est conservée jusqu’à 750°C.

Cependant, à 900°C, le béton devient plus fragile, ce qui peut s’expliquer par

l’oxydation et ensuite la corrosion des fibres métalliques à des températures élevées.

Le module d’élasticité des bétons baisse progressivement durant le chauffage.

Enfin, dans la dernière partie de cette étude, des dallettes de dimensions L 60 cm x l 30 cm x

h 12 cm et des éprouvettes cylindriques 15 cm x 30 cm ont été confectionnées pour les

compositions de bétons de Créf(C), CS 60 et CPPS 0,75-60. Les dallettes sont instrumentées

de capteurs de pression et thermocouples noyés dans le béton. Elles ont été ensuite soumises

à un chauffage unidirectionnel à la vitesse de 10°C/min jusqu’à 600°C avec un palier de 4

heures. L’objectif de cette partie était de se rapprocher d’un élément de structure où une

seule surface subirait une sollicitation thermique. Nous pouvons ainsi retenir :

Les dallettes de béton contenant 60 kg/m3 de fibres métalliques et de béton de

référence ont présenté des écaillages allant jusqu’à 3 cm de profondeur sur la face

chauffée. Les éprouvettes cylindriques et les dallettes du béton CPPS 0,75-60 sont

restées intactes après le chauffage.

Le béton CPPS 0,75-60 présente une perte de masse plus élevée (4,2 kg) que le béton

Créf(C) (3,9 kg). Il est possible que le départ d’eau soit facilité par la plus forte porosité

et perméabilité de béton de cocktail de fibres.

Les évolutions similaires de température au sein des dallettes corroborent les résultats

proches de propriétés thermiques des trois bétons. Les pressions dans les trois bétons

à 3 et 6 cm de la face chauffée sont de faibles valeurs, ne dépassant pas 0,5 MPa. La

pression et la différence de température atteignent des amplitudes significatives dans

une même plage de température (170°C et 220°C). Ceci peut expliquer une double

origine thermo hydrique et thermo mécanique de l’écaillage des bétons CS 60 et

Créf(C).

A travers cette étude, nous avons montré l’influence des fibres de polypropylène et

métalliques dans le béton à hautes performances à des températures élevées. Le béton CS 60

188

a montré un écaillage quel que soit le chargement thermique, ISO 834 ou rampe à 10°/min et

la géométrie du corps d’épreuve, cylindre ou dallette. L’apport de fibres de polypropylène à

un très faible dosage 0,75 kg/m3 s’est révélé efficace à empêcher l’écaillage pour toutes les

configurations de chargement thermique. L’action des fibres métalliques a pu être mise

clairement en évidence par de plus fortes perméabilité notamment entre 200°C et 300°C,

plage de température où les contraintes thermo-hydriques les plus élevées. Le suivi de perte

de masse et la mesure des différences de températures au sein de l’éprouvette ont pu

confirmer un départ plus précoce de l’eau pour le béton CCPS 0,75-60. Le béton de référence

ne présentait pas d’écaillage sous scénario ISO, mais des éclatements et écaillage sous rampe

à 10°C/min. Une sollicitation plus rapide génère un plus fort gradient thermique et de plus

fortes contraintes de compression en surface à l’origine d’un endommagement et d’une

fissuration de la partie périphérique. Cette dernière facilite l’évacuation de l’eau sous forme

liquide et vapeur vers l’extérieur de l’éprouvette limitant ainsi la part de l’eau migrant vers

l’intérieur qui en se condensant va former une zone saturée étanche (bouchon hydraulique).

Pour un dosage important en fibres métalliques, les fissures observées sur les éprouvettes

après le feu ISO ou l’observation de la microstructure suite à l’étude de caractérisation ont

montré que les fibres métalliques limitaient et ralentissaient la fissuration. L’eau s’évacue en

effet plus difficilement comme l’a montré le suivi de perte de masse.

Cette étude a amené un certain nombre de réponses, mais aussi suscité d’autres

interrogations qui nous permettent de dégager plusieurs axes de réflexion pour la suite :

Lors de l’essai au feu ISO, la formulation CS 60 a présenté un écaillage. En rajoutant

0,75 kg/m3 de fibres de polypropylène dans la formulation CS 60, devenue alors CPPS

0,75-60, l’écaillage a été évité. La formulation CPPS 0,75-30 n’a pas présenté

d’écaillage. Cependant, la formulation de béton avec 30 kg/m3 de fibres métalliques

seule n’a pas été testée. Il serait intéressant de tester des dosages inférieurs en fibres

métalliques au feu ISO, afin de préciser le seuil de stabilité et préconiser selon les cas

l’ajout de fibres de polypropylène.

L’état d’humidité a une influence indéniable sur la résistance à l’écaillage, mais la

teneur en eau libre du béton ne semble pas un critère suffisamment pertinent et

surtout généralisable pour toutes les formulations. Une étude serait nécessaire afin de

définir des seuils en fonction du degré de saturation des bétons qui tiendrait donc

compte de la part de porosité ouverte.

Afin d’améliorer la compréhension des mécanismes à l’origine de l’écaillage et

l’éclatement des bétons il serait intéressant de compléter cette étude par des mesures

de perméabilité à chaud des bétons, sous différents gradients thermiques. En effet les

perméabilités résiduelles ne traduisent pas de façon réaliste la perméabilité au cours

du chauffage qui est conditionnée par la présence d’eau et sa migration.

Déterminer des indicateurs significatifs de sensibilité à l’écaillage de façon à pouvoir

généraliser ces résultats indépendamment des paramètres de formulation.

189

La technique de mesure de la pression n’étant pas optimale, l’essai a donné des

résultats variables. Une amélioration de cette technique de mesure est nécessaire.

Plusieurs travaux de recherche ont noté une influence favorable des fibres de

polypropylène vis-à-vis de la stabilité thermique. Ceci s’accompagne d’une forte

augmentation de la perméabilité et de la taille des pores dès 200°C. Ceci peut favoriser

les phénomènes de carbonatation et de pénétration d’agents agressifs qui réduirait la

durée de vie de l’ouvrage. Il semble donc nécessaire d’étudier la durabilité des bétons

de fibres polypropylènes après sollicitation thermique.

190

Références bibliographiques

AFNOR. 2003. “Essai Pour Béton Durci - Partie 3: Résistance En Compression Des éprouvettes.”

NF EN 12390-324.

AFNOR. 2004. “Annexe National Eurocode 2 Partie 1-2.” NF EN 1992-1-2.

AFNOR. 2006. “Béton Projeté.” NF EN 14 487-1.

AFNOR. 2010. “Essai de Porosité et de Masse Volumique.” NF P 18-459.

AFNOR. 2011a. “Essai de Perméabilité Aux Gaz Sur Béton Durci.” NF XP-P 18-463.

AFNOR. 2011b. “Granulats - Elements de Définition, Conformité et Codification.” XP P18-545.

AFNOR. 2012a. “Essais Pour Béton Frais - Partie 7 : Teneur En Air - Méthode de La

Compressibilité.” NF EN 12350-7.

AFNOR. 2012b. “Essais Pour Béton Frais -Partie 2 : Essai D’affaisement.” NF EN 12350-2.

AFNOR. 2012c. “Essais Pour Le Béton Durci - Partie 5: Résistance à La Flexion Des éprouvettes.”

NF EN 12390-5 18–433.

AFNOR. 2013. “Essai Pour Béton Durci - Partie 13: Module D’élasticité Statique.” NF EN 12390-

13 18–455.

Afroughsabet, V. and T. Ozbakkaloglu. 2015. “Mechanical and Durability Properties of High-

Strength Concrete Containing Steel and Polypropylene Fibers.” Construction and Building

Materials 94:73–82.

Alarcon-Ruiz, L., G. Platret, E. Massieu, and A. Ehrlacher. 2005. “The Use of Thermal Analysis

in Assessing the Effect of Temperature on a Cement Paste.” Cement and Concrete

Research 35:609–13.

Alonso, C. and L. Fernandez. 2004. “Dehydration and Rehydration Processes of Cement Paste

Exposed to High Temperature Environments.” Journal of Materials Science 39:3015–24.

Alonso, M., V. Flor-Laguna, and M. Sanchez. 2013. “Microstructural Response of

Polypropylene Fibres at High Temperature to Protect Concrete from Spalling.” P. 02001

in Concrete spalling due to fire exposure.

Anderberg, Y. 1997. “Spalling Phenomena of HPC and OC.” NIST Special Publication 919.

Autuori, P., C. Bessi, and D. Joyeux. 2006. “Vers Des Moyens de Prevenir L’ecaillage Du Beton

En Tunnel.” Tenue au feu des structures 228–35.

191

Aydin, S., H. Yazici, and B. Baradan. 2008. “High Temperature Resistance of Normal Strength

and Autoclaved High Strength Mortars Incorporated Polypropylene and Steel Fibers.”

Construction and Building Materials 22(4):504–12.

Bangi, M. and T. Horiguchi. 2012. “Effect of Fibre Type and Geometry on Maximum Pore

Pressures in Fibre-Reinforced High Strength Concrete at Elevated Temperatures.”

Cement and Concrete Research 42(2):459–66.

Bangi, M. R. and T. Horiguchi. 2011. “Pore Pressure Development in Hybrid Fibre-Reinforced

High Strength Concrete at Elevated Temperatures.” Cement and Concrete Research

41(11):1150–56.

Bazant, Z. P. and M. F. Kaplan. 1997. “Concrete at High Temperatures. Material Properties and

Mathematical Models.” Longman House (Burnt Mill, England).

Behnood, A. and M. Ghandehari. 2009. “Comparison of Compressive and Splitting Tensile

Strength of High-Strength Concrete with and without Polypropylene Fibers Heated to

High Temperatures.” Fire Safety Journal 44(8):1015–22.

Bentz, D. P. 2000. “Fibers, Percolation, and Spalling of High-Prformance Concrete.” ACI

Materials Journal 8:351–59.

BHP, 2000. 2000. “Le Comportement Au Feu Des BHP, Synthèse Des Travaux Du Projet

National BHP 2000 Sur Les Bétons à Hautes Performances.” Presses de l’Ecole Nationale

des Ponts et Chaussées 77–124.

Bilodeau, A., V. K. R. Kodur, and G. C. Hoff. 2004. “Optimization of the Type and Amount of

Polypropylene Fibres for Preventing the Spalling of Lightweight Concrete Subjected to

Hydrocarbon Fire.” Cement and Concrete Composites 26(2):163–74.

Bonnelle, C., G. Blaise, C. Gressus, and D. Tréheux. 2010. Les Isolants - Physique de La

Localisation Des Porteurs de Charge - Applications Aux Phénomènes D’endommagement.

TEC & DOC. Lavoisier.

Bourgès, A. and V. Vergès-Belmin. 2008. “A New Methodology to Determine Rheologic

Behavior and Mechanical Properties of Desalination Poultices.” in 11th international

congress on deterioration and conservation of stone. Torun, Pologne.

Bousquie, P. 1979. “Texture et Porosité de Roches Calacaires.” Thèse de doctorat, Université

Paris VI et Ecole des Mines de Paris.

Castellote, M., C. Alonso, C. Andrade, X. Turrillas, and J. Campo. 2004. “Composition and

Microstructural Changes of Cement Pastes upon Heating, as Studied by Neutron

Diffraction.” Cement and Concrete Research n°9 34:1633–44.

Caverzan, A., M. Colombo, and M. Prisco. 2015. “High Performance Steel Fibre Reinforced

Concrete: Residual Behaviour at High Temperature.” Materials and Structures 48:3317–

192

29.

CETU. 2005. “Comportement Au Feu Des Tunnels Routiers.” Guide du Centre d’Etude des

Tunnels.

Chan, Y. N., G. F. Peng, and M. Anson. 1999a. “Fire Behavior of High-Performance Concrete

Made with Silica Concrete Fume at Various Moisture Contents.” ACI Materials Journal 96

405–9.

Chan, Y. N., G. F. Peng, and M. Anson. 1999b. “Residual Strength and Pore Structure of High-

Strength Concrete and Normal Strength Concrete after Exposure to High Temperatures.”

Cement and Concrete Composites 21:23–27.

Chen, B. and J. Liu. 2004. “Residual Strength of Hybrid-Fiber-Reinforced High-Strength

Concrete after Exposure to High Temperatures.” Cement and Concrete Research

34(6):1065–69.

Choinska, M. 2006. “Effets de La Température, Du Chargement Mécanique et de Leurs

Interactions Sur La Pérméabilité Du Béton de Structure.” Thèse de doctorat, L’Ecole

centrale de Nantes et l'Université de Nantes.

Choinska, M., A. Khelidj, G. Chatzigeorgiou, and G. Pijaudier-Cabot. 2007. “Effects and

Interactions of Temperature and Stress-Level Related Damage on Permeability of

Concrete.” Cement and Concrete Research 37:79–88.

Delhomme, F. and R. Haniche. 2012. “Contribution à La Caractérisation de La Sensibilité à

L’éclatement En Température Des Bétons.” Colloque à l’Université de Cergy Pontoise

“Performances du béton soumis à haute température” 1–12.

Dreux, G. and J. Festa. 2002. “Nouveau Guide Du Béton et de Ses Constituants, Huitième

édition.” Editions Eyrolles.

England, G. and N. Khoylou. 1997. “Pore Pressure and Moisture Flow in Concrete : Steady and

Transient Temperatures.” Proceedings of SMiRT 14 (Lyon (France)):491–501.

EUROCODE 2. 2004. “Design of Concrete Structures – Part 1-2: General Rules – Structural Fire

Design.” TC 250.

EUROCODE 4. 1994. “Calcul Des Structures Mixtes Acier-Béton.” EN 1994-1-1.

Ezziane, M., L. Molez, T. Kadri, R. Jauberthie, and F. Gouttefangeas. 2012. “Adhérence Fibre

D’acier – Matrice Cimentaire Dans Les Mortiers Fibrés à Hautes Températures.”

Rencontres Universitaires Association Universitaire de Génie Civil (Chambéry) 1–10.

Fares, H. 2009. “Propriétés Mécaniques et Pysico-Chimiques de Bétons Autoplaçants Exposés

à Une Température élevée.” Thèse de doctorat, Université de Cergy Pontoise.

Garboczi, E., K. Snyder, G. Douglas, and M. Thorpe. 1995. “Geometrical Percolation Threshold

193

of Overlapping Elipsoids.” 1995 Physical r:819–28.

Haack, I. 2003. Fire Development in Catastrophic Tunnel Fires (CTF). International Symposium

of Catastrophic Tunnel Fires. Suède.

Hager, I. 2004. “Comportement à Haute Température Des Bétons à Haute Performance -

évolution Des Principales Propriétés Mécaniques.” Thèse de doctorat, Ecole Nationale

des Ponts et Chaussées et l’Ecole Polytechnique de Cracovie.

Hager, I. and P. Pimienta. 2004. Mechnical Properties of HPC at High Temperature. Fib Task

Group 4.3 “Fire Design of Concrete Structures.” Milan, Italy.

Hamami, AEA. 2009. “Vers Une Prédiction de La Perméabilité Au Gaz à Partir de La

Composition Des Matériaux Cimentaires.” Thèse de doctorat, Université de la Rochelle.

Haniche, R. 2011. “Contribution à L’étude Des Bétons Portés En Température / Evolution Des

Propriétés de Transfert / Etude de L’éclatement.” Thèse de doctorat, Institut National des

Sciences Appliquées de Lyon.

Harmathy, T. 1965. “Thermal Properties of Concrete at Elevated Temperatures.” Journal of

Materials 120:47–74.

Harmathy, T. Z. 1964. “Moisture in Materials in Relation to Fire Test.” ASTM n° 358 74–95.

Hertz, K. D. 1992. “Danish Investigations on Silica Fume Concretes at Elevated Temperatures.”

ACI Materials Journal (89):345–47.

Hertz, K. D. 2003. “Limits of Spalling of Fire-Exposed Concrete.” Fire Safety Journal 38(2):103–

16.

INERIS. 2009. “Institut National de L’environnement Industriel et Des Risques et La Sécurité

Des Tunnels.” http://www.ineris.fr/.

Jansson, R. 2004. “Material Properties Related to Fire Spalling of Concrete.” Thesis work, Lund

Institute of technology.

Jansson, Robert and Lars Boström. 2008. Spalling of Concrete Exposed to Fire (SP Report

2008:52).

Kalifa, P. et al. 2002. “Comportement à Haute Température Des Bétons à Haute

Performances : De L’éclatement à La Microstructure.” Cahier du CSTB n°3435.

Kalifa, P., G. Chéné, and C. Gallé. 2001. “High-Temperature Behaviour of HPC with

Polypropylene Fibres - From Spalling to Microstructure.” Cement and Concrete Research

31(10):1487–99.

Kanema, T. M. 2007. “Influence Des Paramètres de Formulation Sur Le Comportement à Haute

Température Des Bétons.” Thèse de doctorat, Université de Cergy Pontoise.

194

Khaliq, W. and V. Kodur. 2011. “Thermal and Mechanical Properties of Fiber Reinforced High

Performance Self-Consolidating Concrete at Elevated Temperatures.” Cement and

Concrete Research 41(11):1112–22.

Khatib, J. M. and P. S. Mangat. 1999. “Influence of Superplasticizer and Curing on Porosity and

Pore Structure of Cement Paste.” Cement and Concrete Composites 21(5-6):431–37.

Khoury, G. A. 1992. “Compressive Strength of Concrete at High Temperatures: A

Reassessment.” Magazine of Concrete Research (161):291–309.

Khoury, G. A. 2000. “Concrete Spalling Review.” Fire Safety Design 60(June):5–12.

Kim, Y., T. Lee, and G. Kim. 2013. “An Experimental Study on Residual Mechanical Properties

of Fiber Reinforced Concrete with High Temperature and Load.” Materilas and structures

13:607–20.

Kodur, V. 2014. “Properties of Concrete at Elevated Temperatures.” ISRN Civil Engineering

2014:1–15.

Kodur, V. R. and M. A. Sultan. 1998. “Thermal Propeties of High Strength Concrete at Elevated

Temperatures.” American concrete institute 467–80.

Kodur, V. and M. Sultan. 1998. “Thermal Properties of High Strength Concrete at Elevated

Temperatures.” Pp. 467–80 in CANMET/ACI/JCI Fourth International Conference on

Recent Advances in Concrete Technology. Tokushima, Japan.

Laneyrie, C. 2014. “Valorisation Des Déchets de Chantiers Du BTP : Comportement à Haute

Température Des Bétons de Granulats Recyclés.” Thèse de doctorat, Université de Cergy

Pontoise.

De Larrard, F. 2002. Construire En Béton: L’essentiel Sur Les Matériaux. Ecole nationale des

ponts et chaussées.

Lau, A. and M. Anson. 2006. “Effect of High Temperatures on High Performance Steel Fibre

Reinforced Concrete.” Cement and Concrete Research 36(9):1698–1707.

Lennon, T. and N. Clayton. 1999. Fire Tests on High Grade Concrete with Polypropylene Fibres.

Malhotra, H. L. 1984. “Spalling of Concrete in Fires.” Construction Industry Research and

Information Association, Technical Report No. 118 36.

Medjibodo, G. 2014. “Etude Des Transferts de La Vapeur D’eau Dans Les Bétons Endommagés:

De L'éprouvette à La Structure.” Thèse de doctorat, Ecole Centrale de Nantes.

Menou, A. 2004. “Etude Du Comportement Thermomécanique Des Bétons à Haute

Température : Approche Multi échelles de L’endommagement Thermique.” Thèse de

doctorat, Université de Pau et des Pays de L’Adour; Institut Aquitaine du Bâtiment et des

Travaux Publics d’Anglet.

195

Meyer-Ottens, C. 1972. “Zur Frage Der Abplatzungen an Betonbauteilen Aus Normalbeton Bei

Brandbeanspruchung.” Thèse de doctorat, Braunshweig.

Miah, M., P. Pimienta, H. Carré, N. Pinoteau, and C. La Borderie. 2015. “Effect of Cement Type

on Pore Pressure, Temperature, and Mass Loss of Concrete Heated up to 800 °C.”

Association Universitaire de Génie Civil, Bayonne 8.

Mindeguia, J. C. 2009. “Contribution Expérimentale à La Compréhension Des Risques

D’instabilité Thermique Des Bétons.” Thèse de doctorat, Université de Pau et des pays de

l’Adour.

Mindeguia, J. C., H. Carré, P. Pimienta, and C. La Borderie. 2014. “Experimental Discussion on

the Mechanisms behind the Fire Spalling of Concrete.” Fire and Materials 1–17.

Missemer, L. 2011. “Etude Du Comportement Sous Très Hautes Températures Des Bétons

Fibrés à Ultra Performances : Application Au BCV.”

Msaad, Y. and G. Bonnet. 2006. “Analyses of Heated Concrete Spalling due to Restrained

Thermal Dilation: Application to the ‘tunnel’ Fire.” Journal of Engineering Mechanics

1124–32.

Al Nahhas, F. 2004. “Comportement Thermo-Mécanique Des Murs En Maconnerie de Blocks

Creux En Béton Sous L’action D'un Feu Conventionnel.” Thèse de doctorat, Université de

Marne-La-Vallée.

Najim, A. 2004. “Modélisation et Simulation Du Comportement Du Béton Sous Hautes

Températures Par Une Approche Thermo-Hygro- Mécanique Couplée.” Thèse de

doctorat, Université de Marne la Vallée.

Nguyen, VT. 2013. “Comportement Des Bétons Ordinaire et à Hautes Performances Soumis à

Haute Température : Application à Des éprouvettes de Grandes Dimensions.” Thèse de

doctorat, Université de Cergy Pontoise.

Niry Razafinjato, R., A. L. Beaucour, R. Hébert, A. Noumowé, and R. Bodet. 2014.

“Comportement à Haute Température Des Bétons de Granulats Naturels Siliceux et

Calcaires.” Rencontres Universitaires AUGC 1–11.

Nishida, A., N. Yamazaki, H. Inoue, U. Schneider, and U. Diederichs. 1995. “Study on the

Properties of High Strength Concrete with Short Polypropylene Fibers for Spalling

Resistance, in: K. Sakai, N. Banthia, O.E. Gjorv.” Pp. 1141–50 in Proceedings of the

Symposium on Concrete Under Severe Environment 2.

Noguchi, T., M. Kanematsu, J. W. Ko, and D. W. Ryu. 2010. “Heat and Moisture Movement and

Explosive Spalling in Concrete under Fire Environment.” Consec’10, Merida Yucatan,

Mexico 537–44.

Noumowé, A. 1995. “Effet Des Hautes Températures (20-600°C) Sur Le Béton. Cas Particulier

196

Du Béton à Hautes Performances.” Thèse de doctorat, Institut National des Sciences

Appliquées de Lyon.

Noumowé, A. 2005. “Mechanical Properties and Microstructure of High Strength Concrete

Containing Polypropylene Fibres Exposed to Temperatures up to 200°C.” Cement and

Concrete Research 35:2192–98.

Ödeen, K. and A. Nordström. 1972. “Thermal Properties for Concrete at High Tempratures.”

Statens Provningsanstalt 1.

Ozawa, M., D. R. Lustoza, H. Morimoto, and T. Fumoto. 2011. “Permeability of High Strength

Concrete with Different Fibres at High Temperature.” 2nd International RILEM Workshop

on Concrete Spalling due to the Fire Exposure (1):1–8.

Ozawa, M. and H. Morimoto. 2014. “Effects of Various Fibres on High-Temperature Spalling in

High-Performance Concrete.” Construction and Building Materials 71:83–92.

Peng, GF. et al. 2006. “Explosive Spalling and Residual Mechanical Properties of Fiber-

Toughened High-Performance Concrete Subjected to High Temperatures.” Cement and

Concrete Research 36(4):723–27.

Phan, L. 2007. “Spalling and Mechanical Properties of High Strength Concrete at High

Temperature.” Pp. 1595–1608 in Proceeding of CONSEC’ 07. Tours.

Phan, Long T. 2008. “Pore Pressure and Explosive Spalling in Concrete.” Materials and

Structures 41(10):1623–32.

Piasta, J. 1989. “Heat Deformation of Cement Phases and Microstructure of Cement Paste,

Materials and Structures: Research and Testing.” RILEM 17:415–20.

Pliya, P. 2010. “Contribution Des Fibres de Polypropylène et Métalliques à L’amélioration Du

Comportement Du Béton Soumis à Une Température élevée.” Thèse de doctorat,

Université de Cergy Pontoise.

Pliya, P., A. L. Beaucour, and A. Noumowé. 2011. “Contribution of Cocktail of Polypropylene

and Steel Fibres in Improving the Behaviour of High Strength Concrete Subjected to High

Temperature.” Construction and Building Materials 25(4):1926–34.

Poon, C. S., Z. H. Shui, and L. Lam. 2004. “Compressive Behavior of Fiber Reinforced High-

Performance Concrete Subjected to Elevated Temperatures.” Cement and Concrete

Research 34(12):2215–22.

PROMAT. 2005. “Protection Au Feu Des Structures et Equipements Dans Les Tunnels.”

promat.tunnel.com.

Qian, C. X. and P. Stroeven. 2000. “Development of Hybrid Polypropylene-Steel Fibre-

Reinforced Concrete.” Cement and Concrete Research 30(1):63–69.

197

RILEM Recommendations, 200-HTC. 2007. “Recommendation of RILEM TC 200-HTC:

Mechanical Concrete Properties at High Temperatures—modelling and Applications.”

Materials and Structures 40(9):841–53.

Robert, F., H. Colina, and G. Debicki. 2008. “La Durabilité Des Bétons Face Aux Incendies.” Pp.

707–65 in Presse de l’école Nationale des Ponts et Chauséess.

Rossi, P. 2008. “Utilisation Des Bétons de Fibres Métalliques (BFM) Dans Le Domaine Des

Structures, élémnets Structuraux et Produits, Initialement Armés Ou Précontraints.” 1–

120.

Sakai, E., T. Kasuga, T. Sugiyama, K. Asaga, and M. Daimon. 2006. “Influence of

Superplasticizers on the Hydration of Cement and the Pore Structure of Hardened

Cement.” Cement and Concrete Research 36(11):2049–53.

Sarvaranta, L., E. Jarvela, and E. Mikkola. 1992. “Fibre Mortar Composites under Thermal

Exposure, in: Pluralis.” Pp. 47–56 in Proceedings of 2nd International Symposium on

Textile Composites in Building Construction. Lyon, France.

Sarvaranta, L. and E. Mikkola. 1994. “Fibre Mortar Composites in Fire Conditions.” Fire

Materials 45–50.

Schneider, U. 1988. “Concrete at High Temperatures — A General Review.” Fire Safety Journal

13:55–68.

Schneider, U., U. Diederichs, and C. Ehm. 1982. “Effect of Temperature on Steel and Concrete

for PCRV’s.” Nuclear Engineering and Design 67:245–58.

Shuttleworth, P. 1997. “Fire Performance of Concrete for Tunnel Linings.” Channel Tunnel Rail

Link Technical Report, ARUP.

Shuttleworth, P. 2001. “Fire Protection of Concrete Tunnel Linings.” Rail link engineering

9(UK).

Sideris, K. K., P. Manita, and E. Chaniotakis. 2009. “Performance of Thermally Damaged Fibre

Reinforced Concretes.” Construction and Building Materials 23(3):1232–39.

Suhaendi, S. and T. Horiguchi. 2006. “Effect of Short Fibers on Residual Permeability and

Mechanical Properties of Hybrid Fibre Reinforced High Strength Concrete after Heat

Exposition.” Cement and Concrete Research n°9 36:1672–78.

Suhaendi, S. L. and T. Horiguchi. 2006. “Effect of Short Fibers on Residual Permeability and

Mechanical Properties of Hybrid Fibre Reinforced High Strength Concrete after Heat

Exposition.” Cement and Concrete Research 36(9):1672–78.

Tolentino, E., F. S. Lameiras, .M. Gomes, and Vasconcelos W. L. Rigo da silva C.A. 2002. “Effects

of High Temperature on Residual Performance of Portland Cement Concrete.” Materials

198

research 5:301–7.

Toumi, B. 2010. “Étude de L’influence Des Hautes Températures Sur Le Comportement Du

Béton.” Thèse de doctorat, Université Mentouri Constantine.

Tsimbrovska, M. 1997. “Dégradation Des Bétons à Hautes Performances Soumis à Des

Température élevées.” Thèse de doctorat, Université de Grenoble 1.

Ulm, F. J., O. Coussy, and Z. P. Bazant. 1999. “The Chunnel Fire. I: Chemoplastic Softening in

Rapidly Heated Concrete. Journal of Engineering Mechanics.” 272–82.

Xiao, J. and H. Falkner. 2006. “On Residual Strength of High-Performance Concrete with and

without Polypropylene Fibres at Elevated Temperatures.” Fire Safety Journal 41(2):115–

21.

Xing, Z. 2011. “Influence de La Nature Minéralogique Des Granulats Sur Leur Comportement

et Celui Du Béton à Haute Température.” Thèse de doctorat, Université de Cergy

Pontoise.

Xing, Z., A. L. Beaucour, R. Hebert, A. Noumowé, and B. Ledesert. 2011. “Influence of the

Nature of Aggregates on the Behaviour of Concrete Subjected to Elevated Temperature.”

Cement and Concrete Research 41(4):392–402.

Yazıcı, Ş., G. İnan, and V. Tabak. 2007. “Effect of Aspect Ratio and Volume Fraction of Steel

Fiber on the Mechanical Properties of SFRC.” Construction and Building Materials

21(6):1250–53.

Yin, S. et al. 2000. “Effect of High Temperature and Cooling Regimes on the Compressive

Strength and Pore Properties of High Performance Concrete.” 261–66.

Zeiml, M., D. Leithner, R. Lackner, Herbert, and A. Mang. 2006. “How Do Polypropylene Fibers

Improve the Spalling Behavior of in-Situ Concrete?” Cement and Concrete researc

36:929–42.

Zhukov, V. V. 1976. “Reasons of Explosive Spalling of Concrete by Fire.” Beton i Sjelezobeton

3:26–28.

199

Annexes

Annexe 1 Synthèse d’influence de fibres de polypropylène sur la résistance au feu des bétons

Source Type de

béton

fc, MPa,

E/C

Géométrie

de FPP

L (mm) D

(µm)

Dosage

(kg/m3)

Type et Ø

de

granulat

(mm)

Vitesse, T° de

chauffage,

conservation

Observations

(Yin et al.

2000)

BO

BHP

99

0,49

Cylindrique

19mm x

300µm

1,8 Granite 10

et 20 mm

800 et 1100°C

eau à 20 5°C

pendant 3 mois

FPP ne dégradent pas la résistance

résiduelle du béton

1,8 kg/m3 FPP suffisant pour prévenir

l'écaillage

(Kalifa et al.

2001) (projet

BHP 2000)

BHP avec

10% de la

fumée de

silice

105-110

-*

Rectangulaire

50 x 150µm² x

19 mm

0,5

1,1

1,75

2,4

3

Calcaire

5/12,5;

12,5/20

mm

1,6 °C/min

ISO 834

Sac hermétique

pendant 3 mois

Le dosage de 2 kg/m3 de FPP est

efficace jusqu’à 100 MPa sous ISO

834. Les mesures de pression ainsi

que les mesures de perméabilité

suggèrent qu'un dosage d'environ 1

kg/m3 devrait être suffisant pour ce

type de béton

200

(Bilodeau et al.

2004)

Béton

léger

avec de la

fumée de

silice

50-54

0,33 (pour

l= 12,5

mm)

0,33 et

0,42 (pour

l= 20mm)

12,5 mm

20 mm

1,5

2,5

1,5

2,5

3,5

A faible

absorption

et à haute

absorption

ISO 834

Enceinte de 23°C

et HR de 100 %

pendant 1 jour

puis sacs étanches

6 j. puis enceinte

à t° ambiante

avec HR de 50 %

Les fibres de 12,5 mm sont beaucoup

plus efficaces que les fibres de 20

mm

Il semble que 1,5 kg/m3 de fibre

suffisent pour un béton de E/C = 0,42

(Hager and

Pimienta 2004)

(projet BHP

2000)

BHP avec

10 % de

fumée de

silice

92-112

0,3

Rectangulaire

50 x 150µm2 x

19mm

0,9

1,75

Calcaire

5/12,5

12,5/20

mm

0,5 ; 1 ; 5 °C

120, 250, 400,

600°C

6 j. dans sac

étanche 20°C puis

enceinte de 20°C

HR 50% - 90j.

L’ajout des FPP provoque une

diminution des résistances à la

compression à 20°C de 17 et 25 %

pour un taux de fibres

respectivement de 1,75 et 0,9 kg/m3

et ceci malgré une augmentation de

la quantité de pâte de ciment par

rapport à la formulation du M100C

sans fibres de 10 %

201

(Chen and Liu

2004)

BHP 82-86

0,33

Cylindrique

15mm x

100µm

5,4 Calcaire

5/20 mm

10°C/min

20, 200, 400, 600,

800°C

Eau 28 jours

enceinte HR 75%

28 j.

Le premier écaillage est apparu après

800°C

Augmentation de la résistance

résiduelle à la compression avec 0,6

% de fibres

(Poon et al.

2004)

BHP 69-87

0,29

Cylindrique

19mm x 52µm

1

2

Granite

10 et 20

mm

2,5°C/min

600 et 800°C

Eau 28 jours puis

à 20°C pendant 28

jours

Le BHP a conservé environ 45 % de sa

résistance initiale à la compression,

après une exposition à 600 °C. Sa

résistance à 800°C est à 23 % de la

valeur initiale

(Noumowé

2005)

BHP 61-76

0,33

13 mm 1,8 5/12 et

12/25 mm 0,5 °C

200°C

La résistance à la compression après

200°C est de 63 % de la valeur initiale.

Le module d’élasticité est de 67 % de

la valeur initiale

(Peng et al.

2006)* BHP

0,26

94 Cylindrique

20mm x 20µm

1 Calcaire

?

10°C/min

De 200 à 800°C

Eau-28 jours, puis

à 20°C-56 j.

Résistance résiduelle à la

compression a diminué après 400 ° C

2 éprouvettes sur 16 ont éclaté

202

(S. Suhaendi

and Horiguchi

2006)

BHP 60-80

0,3

Cylindrique

6mm x 60µm

30mm x 60µm

2,25

4,5

2,25

4,5

Grès

20 mm

10°C/min

200 et 400°C

?

Perte des capacités mécaniques et

baisse significative de perméabilité

après 340°C

Réduction de la résistance à la

traction de 50 % après 400°C

(Xiao and

Falkner 2006) BHP

fumée de

silice

50,

80, 100

0,3

0,5

0,7

Cylindrique

15mm x 45µm

1,8 Calcaire

5/15

5/20 mm

100°C par l’étape

ISO 834

enceinte HR 95%

pendant 28 jours

Pas d’écaillage

L’ajout de FPP dans le BHP n’a pas

d’effet négatif sur les résistances

résiduelles à la compression et à la

flexion après l’exposition aux hautes

températures

(Aydin et al.

2008) Mortier à

haute

résistance

51,9

0,61

Cylindrique

12mm x 50µm

0,9

1,8

2,7

3,6

Basalte

4 mm

5°C/min

900°C

En eau à

20 °C (12 h) puis

autoclave 210°C

et 2 MPA (6h)

La proportion de 0,9 kg/m3 de FPP

semble limiter l’écaillage des

mortiers étudiés

Pas d’influence majeure des

performances mécaniques pour une

proportion de FPP > 1,8 kg/m3

jusqu’à 600°C même avec une forte

teneur en fumée de silice à l’état

saturé

203

(Mindeguia

2009) B40

B40SC

B60

40, 60

0,3

0,38

0,54

12mm x 18µm 1

2

Calcaire

8/12,5

12,5/20

Silico-

calcaire

12,5/20

mm

ISO, lent, HCM

en enceinte

climatisée à

20 °C (90 jours)

Aucune des dallettes ne présente le

risque d’éclatement sous feu ISO et

HCM, excepté le béton B40SC

(Behnood and

Ghandehari

2009)

BHP 60-90

0,3

-

12mm

1

2

3

Calcaire

12,5 mm

3°C/min

100, 200, 300,

600°C

Bain d’eau avec

de la chaux

Au-delà de 100°C la présence des FPP

améliore la résistance résiduelle

2 kg/m3 de FPP est la meilleure

proportion

(Pliya 2010) BO, BHP 46

70

BO – 0,61

BHP-0,3

0,45

6mm x 18µm 1

1,5

2

Silico-

calcaire

4/22,4

mm

1 °C/min

150, 300, 450,

600°C

Moule pendant 7

j. à t° de 20°C puis

sac plastique t° de

Le dosage de 1 kg/m3 de FPP permet

de limiter le risque d’éclatement du

BHP testé

Le dosage de 2 kg/m3 de FPP entraîne

plus de perte à la résistance

résiduelle à la compression pour les

deux bétons

204

20°C, HR 50%

(total de 90 j)

Le dosage de 1,5 kg/m3 de FPP

conduit à des meilleures

performances mécaniques

résiduelles pour les deux

compositions de béton

(Bangi and

Horiguchi

2011)

BO

BHP

-

0,3

Cylindrique

6mm x 18µm

12mm x 18µm

12mm x 28µm

0,9

0,9

0,9

-

13 mm

10°C/min

600°C

Eau saturée de

chaux, 3 mois

Les dimensions des fibres L=12mm,

Ø=16 mm ou 18 µm, semblent les

meilleurs pour faire diminuer la

pression

Le Ø 18 µm représente la pression plu

basse dans les pores, que le Ø de 28

µm

(Ozawa et al.

2011) BHP 75

0,3

Cylindrique

12mm x

100µm

1,35 Calcaire

15 mm

1,7°C/min

100-1100°C

en enceinte à

20 °C 28 jours

La perméabilité de béton contenant

les FPP après 500°C augmente de 12

fois

(Missemer

2011) BCV 150

0,19

6 mm x 18 µm 0,82

1,64

2,463

Fibres

seuls

Essai au

chalumeau

jusqu’à 2000°C

Temps d’essai 5

mn

Eclatement du béton dosé de FPP 6

mm*18 µm

205

3,27

(Missemer

2011) 12mm x 33µm 1,5

3

4,5

Eclatement puis écaillage de béton

dosés de 1,5 et 3 kg/m3 de FPP

(Missemer

2011) 12mm x 50µm 2,3

3,4

4,5

Ecaillage de béton dosé de 2,3 kg/m3

de FPP

(Missemer

2011) 6 mm x 18 µm

6mm x 18µm

12mm x 50µm

12mm x 50µm

2,46

3,27

3,4

4,5

2 mm

3,3 °C/min

Première

campagne

25°, 200°,

300°,550°, 1200

°C

Deuxième

campagne

Les essais ont été réalisés à chaud

Une augmentation de la résistance à

la compression à la température

ambiante et à 300°C. Ensuite une

diminution jusqu’à 550°C, où la valeur de résistance à la compression

est encore de 60 % à 80 % de la valeur

initiale

206

25°, 750°, 1000°C

T ambiante

pendant 3 mois

Pas d’éclatement

(Haniche 2011) BHP 70-90 avec

5% de

fumée de

silice

0,36

Rectangulaire

12mm x 40

µm x 200 µm

Cylindrique

6mm x 15µm

0,5

1

1,5

2

2,5

Calcaire

4/12 mm

5 °C/min

150°, 300°, 450°C

Sacs étanches, t°

de 20°C pendant

28 jours

Aucune éprouvette n’a éclaté

Les bétons chauffés à 450°C perdent

plus de 50 % de leur résistance à la

compression et plus de 40 % de leur

résistance à la traction

(Delhomme

and Haniche

2012)

BHP 80,1-88,2

avec 5% de

fumée de

silice

-

Cylindrique

6mm x 15µm

0,5

1

2

Gravier

0/10 mm

5 °C/min

-, 400°C

Soit en sac

étanche soit dans

l’eau pendant 28

jours

Aucune éprouvette n’a pas éclaté

Un taux de fibre de 1 kg/m3 est

suffisant pour prévenir l’éclatement

* - L’auteur ne précise pas ce paramètre

** En gris sont les formulations ou l’instabilité thermique a été observée

FPP – fibres de polypropylène

FS – fibres métalliques

207

Annexe 2 Synthèse d’influence de fibres métalliques sur la résistance au feu des bétons

Source Type de

béton

fc,

MPa

E/C

Géométrie de

FS

L (mm) D (µm)

Dosage

(kg/m3)

Type et Ø de

granulat (mm)

Vitesse, T° de

chauffage, mode de

conservation

Observations

(Hertz

1992)

BHP 150

-

Cylindrique

12 mm x

400µm

Ratio 30

78

117

234

-

1°C/min

200, 400, 600°C

Parmi 8 éprouvettes 3 éprouvettes ont éclaté

(100 × 200 mm) : deux éprouvettes en BFM

ont explosé à 400°C, une éprouvette en BFM

a explosé à 600°C

(Qian

and

Stroev

en

2000)

BHP 71-80

0,4

Cylindrique

23°C, HR 95-

100% (28

jours)

FS1 15,6 x

FS3 15,6

---------------

FS1 15,6 x

FS3 31,2

FS1 40mm*300µm

FS3 6mm*100µm

FS1 Ratio 133

FS3 Ratio 60

-----------------

FS1 40mm*300µm

FS3 6mm*100µm

Suivant les trois types de FS utilisées, la

meilleure est la FS1 car elle présente un

meilleur rapport l/d

Les fibres SF1 ont une plus grande énergie

d’absorption

L’ajout d’une petite quantité de FS a eu une

influence significative sur la résistance à la

compression, mais la résistance à la traction

n’a pas subi d’impact.

208

-------------

FS1 31,2 x

FS3 15,6

---------------

FS1 31,2 x

FS3 31,2

---------------

FS2 46,8

0,125-16 mm

-----------------

FS1 40mm*300µm

FS3 6mm*100µm

-----------------

FS1 40mm*300µm

FS3 6mm*100µm

-----------------

FS2 30mm*300µm

Ratio 100

(Chen

and Liu

2004)

BHP 82-86

0,33

Cylindrique

25 mm x 500

µm

Ratio 50

47 Calcaire

5/20 mm

10°C/min

20°,200°,400°,600°,

800°C

Eau 28 jours

enceinte HR 75% 28 j.

Gain (par rapport au béton de réf.) sur ft de

40 % à 400°C et 30 % à 800°C

209

(Poon

et al.

2004)

BHP 69-87

0,29

Cylindrique

25mm x

400µm

Ratio 60

78 Granite

10 et 20 mm

2,5°C/min

600 et 800°C

Eau 28 jours puis à

20°C pendant 28 jours

Gain (par rapport au béton de réf.) sur fc de

45 % à 600°C et 28 % à 800°C

(S.

Suhaen

di and

Horigu

chi

2006)

BHP 60-80

0,3

Cylindrique

30mm x

600µm

Ratio 50

19,5

39

Grès

20 mm

10°C/min

200 et 400°C

-

L’ajout de 0,25 et 0,5 % de FS ne permet pas

d’améliorer les propriétés mécaniques

résiduelles du béton chauffé jusqu’à 400°C

(Peng

et al.

2006)

BHP 94

0,26

Cylindrique

30mm x

2000µm

Ratio 15

100 Calcaire

-

10°C/min

De 200 à 800°C

Eau-28 jours, puis à

20°C-56 j.

Instabilités thermiques: 7 éprouvettes sur

16 ont éclaté

La résistance à la compression baisse à

partir de 400°C

La résistance à la traction reste élevée durant

toute la phase de chauffage

(Lau

and

Anson

2006)

BO, BHP 39

53

99

Cylindrique,

25mm x

400µm

Ratio 62,5

78 (1% du

volume)

Granite

10 mm et 20

mm

5°C/min jusqu’à 600°C

puis 4 °C/min

Les résultats sont hétérogènes. On ne

distingue pas d’impact significatif des FS

avant 400°C et au-delà de 800°C. Le gain

induit par les fibres sur les résistances

résiduelles à 600°C varie de 9 à 14 %

210

0,66

0,56

0,32

105, 200, 300, 400,

600, 800, 1000, 1100,

1200 °C

Au 25±3 °C pendant

28 j

(Aydin

et al.

2008)

Mortier

à haute

résistanc

e avec la

fumée

de silice

51,9

0,61

Cylindrique

70 mm x

1400µm

Ratio 50

78 (1% du

volume)

Bazalt 4 mm

5°C/min

900°C

En eau à

20 °C (12 h) puis

autoclave 210°C et 2

MPA (6h)

Gain (par rapport au béton de réf.) sur la fc

de 69 % à 300°C

Résistance à la compression et à la flexion de

mortier HR est augmentée après 600°C

(Pliya

2010)

BO, BHP 46

70

BO –

0,61

BHP-

0,3

0,45

Cylindrique

30mm x

380µm

Ratio 80

20

30

40

Silico-calcaire

4/22,4

Et

6,3-20 mm

1 °C/min

150, 300, 450, 600°C

Moule pendant 7 j. à

t° de 20°C puis sac

plastique t° de 20°C,

HR 50% (total de 90 j)

Amélioration sur résistance à la traction

entre 300 et 600 °C

Meilleur gain avec le dosage de 40 kg/m3

Lors du cycle de chauffage aucune

éprouvette n’a éclaté

211

Annexe 3 Synthèse d’influence de cocktail de fibres de polypropylène et métalliques sur la résistance au feu des bétons

Source Type

de

béton

fc, MPa

E/C

Géométrie de FS

et FPP

L (mm) D (µm)

Dosage (kg/m3) Type et

Ø de

granulat

(mm)

Vitesse, T° de

chauffage,

mode de

conservation

Observations

(Qian and

Stroeven

2000)

BHP 71-80

0,4

Cylindrique

FPP 12mm x

45µm

FS1 40mm x

300µm

FS3 6mm x

100µm

FS1 Ratio 133

FS3 Ratio 60

FPP 1,35 x FS1 15,6

x FS 31,2

-------------

FPP 1,35 x FS1 15,6

x FS3 31,2

-------------

FPP 1,35 x FS1 31,2

x FS3 15,6

-------------

FPP 1,35 x FS1 31,2

x FS3 31,2

0,125-16

mm

23°C,

HR 95-100% (28

jours)

La combinaison de fibres longues FS1 et de

FPP a une influence remarquable sur

performances du béton

212

(Chen and

Liu 2004)

BHP 82-86

0,3

Cylindrique

FPP 15mm x

100µm

FS 25mm x

500µm

FPP 2,7 x FS 23,4 Calcaire

5/20 mm

10°C/min

800°C

Eau 28 jours

enceinte HR

75% 28 j.

Résistance résiduelle relative à la compression

est améliorée de 40 % par rapport aux bétons

sans fibres après 600°C et de 20 % après le

chauffage jusqu’à 800°C

(Poon et

al. 2004)

BHP 69-87

0,29

Cylindrique

FPP 19mm x

50µm

FS 25mm x

0,032µm

FPP 2 x FS 78

Granite

10 et 20

mm

2,5°C/min

600,800°C

Enceinte de

27°C pendant 28

jours puis

enceinte de

20°C pendant 28

jours

Gain de résistance à la compression jusqu’à 40

%

Amélioration du module d’élasticité résiduel

relatif aux t° de 600° et de 800°C de 5 % par

rapport aux bétons sans fibres

Changement important après rupture tant à la

température ambiante qu’après chauffage

(Peng et

al. 2006)

BHP 94

0,26

Cylindrique

FPP 20mm x

20µm

FS 30mm x 2mm

FS Ratio 15

Cocktail 1

FS 40 x FPP 0,6

Cocktail 2

FS 70 x FPP 0,3

Calcaire

-

10°C/min

De 200 à 800°C

Eau-28 jours,

puis à 20°C-56 j.

Cocktail 1

3 éprouvettes sur 16 ont éclaté

Cocktail 2

Aucune éclatement n’a été enregistré pour

des chauffages allant jusqu’à 800°C

213

(S.

Suhaendi

and

Horiguchi

2006)

BHP 60-80

0,3

Cylindrique

FPP 30mm x

60µm

FPP 6mm x 60µm

FS 30mm x

600µm

FS Ratio 50

FS 39 x FPP

2,25

FS 19,5 x FPP 4,5

Grès

20 mm

10°C/mn

200 et 400°C

-

L’ajout de quantités testées des fibres ne

permet pas d’améliorer les propriétés

mécaniques résiduelles du béton sous feu

En plus, une baisse de résistance est notée

avec l’ajout du cocktail de fibres 0,25 x 0,5 %

par rapport au béton sans fibres

(Yazıcı et

al. 2007)

BHP 49-58

0,33

Cylindrique

FS

30mm x 600µm

60mm x 900µm

60mm x 750µm

39

78

117

Calcaire

15 mm

5°C/min

900°C

En eau à

20 °C (12 h) puis

autoclave 210°C

et 2 MPA (6h)

L’utilisation des FS accroît la résistance à la

compression de 4 à 19 % et entraîne

l’augmentation des contraintes de traction et

de flexion

(Autuori,

Bessi, and

Joyeux

2006)

BHP 60

0,35

FPP18 mm FPP 2 x FS

30

Lytag,

Memarca

AG à

base de

cendres

volantes

RWS 2 kg/m3 de fibres monofilament se sont

avérés plus efficaces

que 2 kg/m3 de fibres fibrillaires à 1300°C

Les fibres métalliques n’ont pas d’influence

sur l’écaillage

214

0,5/6

6/12

(Pliya

2010)

BHP 70

0,3

Cylindrique FPP

6mm x 18µm

FS

30mm x 0.38mm

FS Ratio 80

FS 30 x FPP 1

FS 30 x FPP 2

FS 40 x FPP 1

FS 40 x FPP 2

Silico-

calcaire

6,3-20

mm

1 °C/min

150, 300, 450,

600°C

Moule pendant

7 j. à t° de 20°C

puis sac

plastique t° de

20°C, HR 50%

(total de 90 j)

Aucune instabilité thermique n’a été observée

pendant chauffage – refroidissement

La résistance résiduelle à la compression a

augmenté de 7 % après 600°C

Le rapport FS 40 x FPP 2 présente les

meilleures performances (résistance à la

traction, compression et du module

d’élasticité)

(Bangi

and

Horiguchi

2011)

BHP

BFUHP

?

0,3

Cylindrique

FPP 6mm x 18µm

FS 30mm x

600µm

--------------------

FS1 23,4 x FPP 0,9

FS1 39 x FPP 0,9

-------------

FS1 15,6 x FS2 7,8 x

FPP 0,9

10 °C/min

600°C

Bain d’eau avec

de la chaux de t°

de 22°C

pendant 28

jours

Aucun écaillage n’a été observé

Diminution de la pression dans les pores grâce

aux FPP. L’incorporation des FS joue un rôle

important en réduction de la pression entre

les couches de différentes profondeurs

pendant le chauffage rapide

215

FPP 6mm x 18µm

FS1 30mm x

600µm

FS2 13mm x

160µm

--------------------

FPP 6mm x 18µm

FS1 30mm x

600µm

FS2 13mm x

160µm

-------------

FS1 31,2 x FS27,8 x

FPP 0,9

-

13 mm