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This article was downloaded by: [Aston University]On: 29 January 2014, At: 04:32Publisher: Taylor & FrancisInforma Ltd Registered in England and Wales Registered Number: 1072954 Registered office: MortimerHouse, 37-41 Mortimer Street, London W1T 3JH, UK
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Comportement différé des mortiers soumis auséchage et effet induit sur la perméabilitéIsmail Yurtdas a , Nicolas Burlion b & Frédéric Skoczylas ca Groupe Mécanique, Matériaux et Structures , Université de Reims ChampagneArdenne , Rue des Crayères, F-51687, Reims cedex E-mail:b Laboratoire de Mécanique de Lille , UMR CNRS 8107, Polytech'Lille , Cité scientifique,F-59655, Villeneuve-d'Ascq E-mail:c Laboratoire de Mécanique de Lille, UMR CNRS 8107 , Ecole Centrale de Lille , Citéscientifique, F-59655, Villeneuve-d'Ascq E-mail:Published online: 05 Oct 2011.
To cite this article: Ismail Yurtdas , Nicolas Burlion & Frédéric Skoczylas (2008) Comportement différé des mortierssoumis au séchage et effet induit sur la perméabilité, European Journal of Environmental and Civil Engineering, 12:6,701-721, DOI: 10.1080/19648189.2008.9693040
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EJECE. Volume 12 – No. 6/2008, pages 701 to 721
Comportement différé des mortiers soumis au séchage et effet induit sur la perméabilité Ismail Yurtdas* — Nicolas Burlion** — Frédéric Skoczylas*** * Groupe Mécanique, Matériaux et Structures Université de Reims Champagne Ardenne Rue des Crayères, F-51687 Reims cedex [email protected]
** Laboratoire de Mécanique de Lille, UMR CNRS 8107, Polytech’Lille Cité scientifique, F-59655 Villeneuve-d’Ascq [email protected]
*** Laboratoire de Mécanique de Lille, UMR CNRS 8107 Ecole Centrale de Lille, Cité scientifique, F-59655 Villeneuve-d’Ascq [email protected] RÉSUMÉ. Cette étude vise à apporter un certain nombre d’informations d’une part, sur l’évolution du retrait de dessiccation en fonction de la composition d’un matériau cimentaire et d’autre part, sur l’effet de microfissuration hygro-mécanique sur sa perméabilité. Elle traite également de l’influence de la nature du fluide interstitiel sur cette perméabilité. Les résultats obtenus montrent que le retrait de dessiccation des deux mortiers étudiés en fonction de la perte en poids présente trois phases caractéristiques rencontrées dans la littérature. Ils montrent également, à travers l’étude réalisée sur le mortier normal de E/C = 0,5, que la perméabilité des éprouvettes séchées puis sollicitées en fluage augmente, tandis que la perméabilité des éprouvettes soumises au fluage de dessiccation reste constante par rapport aux éprouvettes séchées sans fluage. ABSTRACT. This study aims to give information, on the one hand, about the evolution of drying shrinkage according to mortar composition, and on the other hand, about the effects of hygro-mechanical microcracking on permeability of cementitious materials. It also deals with the influence of the interstitial fluid nature on the permeability. The results obtained demonstrate that the drying shrinkage of the two studied mortars versus weight loss shows three characteristic phases shown in literature. They also put in light, through the study carried out on the mortar with W/C=0.5, that the permeability of dried samples increases after creep while that in drying creep remains constant, compared to the dried samples without creep. MOTS-CLÉS : mortiers, dessiccation, retrait, fluage, perméabilité, influence du fluide d’injection. KEYWORDS: mortars, desiccation, shrinkage, creep, permeability, influence of injected fluid.
DOI:10.3166/EJECE.12.701-721 © 2008 Lavoisier, Paris
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702 EJECE. Volume 12 – No. 6/2008
1. Introduction
Les structures en béton se trouvent soumises à l’action de sollicitations de type hydrique, hydraulique, thermique, chimique et mécanique au cours de leur vie. La longévité de ces structures dépend de ces sollicitations et de leurs couplages. L’une des sollicitations importantes est la dessiccation : c’est un phénomène conduisant au départ de l’eau libre du béton et qui arrive généralement prématurément. Celle-ci induit un retrait de dessiccation par variation de la dépression capillaire (Bazant et al., 1982 ; Acker, 1988), des pressions de disjonction et des énergies de surface (Wittmann, 1982), l’importance de chacun de ces mécanismes étant dépendante de l’humidité relative considérée (Benboudjema, 2002). De plus, la non-uniformité de l’humidité interne de la structure, du fait de sa géométrie et de la faible perméabilité du béton, conduit à la création de gradients hydriques (Bazant et al., 1982, Wittmann, 1982 ; Popovics, 1986 ; Acker, 1988 ; Bartlett et al., 1994 ; Hearn, 1999 ; Baroghel-Bouny et al., 2000 ; Bisschop et al., 2001). Les déformations de retrait sont alors empêchées par un effet structurel : le cœur sèche moins vite que la surface et empêche le retrait de celle-ci ; ceci induit des tractions et une microfissuration dans la zone externe. Par ailleurs, la différence de rigidité entre les différents constituants du matériau conduit à une microfissuration supplémentaire à l’interface pâte de ciment hydraté/inclusion rigide (clinker non hydraté, granulats) (Hearn, 1999 ; Bisschop et al., 2001 ; Burlion et al., 2003b). Ce deuxième effet, relativement faible pour de petites tailles de granulats, conduit à une microfissuration diffuse dès que la taille du granulat atteint 6 mm (Bisschop et al., 2001). Ainsi, le matériau cimentaire s’endommage avant même l’application d’un chargement mécanique, les propriétés élastiques et le processus de rupture du matériau en sont alors modifiés. La microfissuration induite, systématique dans toute structure en béton et ne pouvant être empêchée que dans des conditions spécifiques de laboratoire (Bazant et Raftshol, 1982 ; Wittmann, 1982 ; Baroghel-Bouny et al., 2000), fragilise le matériau (Burlion et al., 2003b ; Yurtdas, 2003). L’évolution et l’influence de cette microfissuration induite par dessiccation au cours du temps dépend de l’application ou non d’un chargement mécanique. En effet, il est connu que la microfissuration due au séchage est modifiée après l’application d’un fluage uniaxial en compression (Wittmann, 1982 ; Pons, 1998 ; Benboudjema, 2002). Cependant, il est rapporté que le déchargement, permettant la libération des autocontraintes de traction, conduit à une microfissuration similaire à celle de retrait (Pons, 1998). Notons que certains rapportent que les propriétés de transport augmentent avec la microfissuration induite par la dessiccation à température ambiante (Hearn, 1999 ; Burlion et al., 2003a) tandis que d’autres ne constatent pas d’évolution après la dessiccation (Samaha et al., 1992). Cependant, aussi bien la diffusivité hydrique (Samaha et al., 1992) que la perméabilité (Hearn, 1999) augmentent après un séchage à température élevée (105 °C), celui-ci impliquant une microfissuration très importante. Par ailleurs, la microfissuration induite par un chargement mécanique, de distribution non isotrope comparée à celle induite par la dessiccation, influence également les propriétés de transport. Toutefois, (Kermani,
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1991) constate une augmentation des propriétés de transport après l’application d’une contrainte de compression égale à 40 % de la résistance à la rupture, alors que d’autres auteurs indiquent que la contrainte appliquée doit être égale au minimum à 60-70 % de la résistance à la rupture pour déceler une variation de perméabilité ou de diffusivité (Samaha et al., 1992 ; Hearn et al., 1997 ; Hearn, 1999 ; Picandet, 2002). Le présent travail a plusieurs objectifs : il vise, d’une part, à mettre en évidence l’évolution du retrait de dessiccation en fonction de la composition des matériaux. Deux mortiers de rapport E/C égal à 0,5 et 0,8 ont ainsi servi de base à cette étude. D’autre part, ce travail cherche à comprendre l’influence de la microfissuration induite par un chargement de type fluage uniaxial sur la perméabilité des matériaux cimentaires subissant un séchage : le mortier de E/C égal à 0,5 a été utilisé pour réaliser cette deuxième partie de l’étude. Notons qu’un paramètre important dans l’évaluation de la perméabilité est la nature du fluide d’injection. En effet, l’application de la loi de Darcy suppose l’utilisation d’un fluide réellement neutre vis-à-vis de la matrice cimentaire. Ainsi, bien que sa mesure soit indispensable, la mesure de la perméabilité à l’eau est parfois sujette à caution du fait des interactions possibles entre l’eau et la matrice. La perméabilité est donc mesurée ici à l’aide de deux fluides supposés neutres : un gaz rare (argon) et un liquide non aqueux (éthanol). La nature neutre de ce dernier est également mise en évidence par rapport à l’eau par une étude comparative.
Après avoir présenté les principaux paramètres de la campagne expérimentale, nous détaillons et analysons les résultats obtenus, en essayant de montrer le rôle prépondérant de la microfissuration induite par le séchage sur l’évolution des propriétés différées et hydrauliques des matériaux cimentaires (retrait, fluage, perméabilité).
2. Paramètres expérimentaux
2.1. Choix des matériaux, mise en œuvre, conditionnement et essais réalisés
La campagne expérimentale est réalisée sur deux mortiers, un mortier de rapport E/C = 0,5 (appelé dans la suite « mortier05 ») et un mortier de rapport E/C = 0,8 (appelé dans la suite « mortier08 »), utilisant un sable normalisé (Leucate, EN 196-1, 0/2 mm) et un ciment classique (CEM II/B 32,5 R, EN 197-1). Les compositions de ces mortiers sont données dans le tableau 1. Les deux mortiers sont obtenus en variant la quantité d’eau de gâchage. Le pourcentage volumique des composants est ainsi différent d’un mortier à l’autre, de même que le volume de pâte. Il aurait été également intéressant de changer le rapport eau/ciment tout en gardant constants les pourcentages de pâte de ciment et de granulats afin d’analyser l’effet de ce rapport. Cependant, les deux mortiers nous permettent d’étudier les différents effets de la dessiccation sur le comportement hygro-mécanique.
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Le mortier de référence (mortier05) a des caractéristiques comparables à celles d’un béton de bonne qualité (résistance à la rupture à 28 jours à l’état saturé de l’ordre de 50 MPa), et peut être considéré comme matériau de base à toute comparaison. Le deuxième mortier (mortier08) a lui des caractéristiques mécaniques d’un béton très courant en génie civil (résistance à la rupture à 28 jours à l’état saturé de l’ordre de 25 MPa). Par ailleurs, nous avons adopté volontairement des rapports E/C supérieurs à 0,42 afin de minimiser l’interférence possible des effets de l’hydratation et du retrait endogène sur les valeurs de la résistance et des paramètres élastiques. Pour minimiser les effets de variabilité des matériaux d’une gâchée à l’autre, l’ensemble des échantillons a été coulé le même jour : une poutre de section 15 x 15 cm2 et de longueur 4 m divisée en parties de 1 m a servi de moule pour le coulage de chaque mortier. Chaque poutre est ensuite placée dans de l’eau régulée à T = 20°C pendant 6 mois (Yurtdas, 2003). Cette durée a été choisie afin d’obtenir des mortiers de maturité élevée. En effet, il est constaté pour les bétons courants que l’augmentation de la résistance due à l’hydratation tend vers une stabilisation relative au bout d’environ 3 à 6 mois (Gilkey, 1937 ; Price, 1951) ; d’autre part, le retrait endogène peut être considéré comme négligeable après 6 mois de conservation dans l’eau (Baroghel-Bouny et al., 2000). Ainsi, bien qu’il ne soit pas nécessaire, nous avons mesuré le retrait endogène dans un souci d’avoir toutes les données expérimentales. Au cours de la période de maturation, des éprouvettes de diamètre 3,7 cm et de hauteur variable (allant de 2 à 12 cm) sont alors obtenues par carottage et rectification. Ce diamètre d’éprouvettes est adopté afin d’obtenir dans une période raisonnable les paramètres caractérisant l’influence de la dessiccation sur le comportement mécanique.
Mortier05* Mortier08* Composants
Quantité % volumique quantité % volumique
Sable normalisé 1350 kg 58 1350 kg 50
Ciment 450 kg 16 450 kg 14
Eau 225 kg 26 360 kg 36
Eau/Ciment 0,5 0,8
Tableau 1. Composition des mortiers (* : le volume d’air de ces mortiers n’a pas été mesuré)
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Comportement différé et microfissuration hygro-mécanique 705
Type d’essais Dimension de l’éprouvette
Sollicitation Mesure sur
Porosité (eau, éthanol)
φ3,7 x 2 cm3 - ép. saturées mises dans le four, ép. séchées resaturés
Retrait :
endogène
de dessiccation
φ3,7 x 12 cm3, 4 x 4 x 16 cm3 φ3,7 x 12 cm3, 4 x 4 x 16 cm3
hydrique
ép. saturées
ép. saturées mises en dessiccation, ép. saturées
mises dans le four Fluage :
propre
de dessiccation
φ3,7 x 12 cm3 φ3,7 x 12 cm3
hydrique et mécanique
ép. saturées, ép. séchées ép. saturées mises en
dessiccation Perméabilité :
(argon, éthanol)
avant fluage après
recouvrance
φ3,7 x 5 cm3
φ3,7 x 5 cm3
mécanique puis injection du
fluide
ép. séchées
ép. séchées, ép. de fluage de dessiccation séchées
Gonflement 4 x 4 x 16 cm3 hydrique ép. séchées mises en
resaturation Compression uniaxiale et
hydrostatique φ3,7 x 7,4 cm3, mécanique ép. saturées
Tableau 2. Tableau récapitulatif de la campagne expérimentale
Après la phase de maturation dans l’eau pendant 6 mois, les éprouvettes saturées en eau sont séparées en trois séries différentes :
1) éprouvettes protégées de la dessiccation par deux couches d’aluminium autocollant (éprouvettes saturées),
2) éprouvettes laissées en dessiccation en atmosphère contrôlée (T = 21 °C ± 1 °C, Hr = 45 % ± 5 %),
3) éprouvettes séchées dans un four à 60 °C jusqu’à poids constant (Hr environ 10 %) puis protégées de la reprise d’eau par deux couches d’aluminium autocollant. Cette température permet d’obtenir une vidange satisfaisante du réseau poreux sans attaquer l’eau liée (Baroghel-Bouny, 1994).
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Différents essais sont réalisés pour étudier le comportement différé et l’influence de la microfissuration induite. Le comportement différé (ou hygro-mécanique) est caractérisé par les essais suivants :
– mesure des retraits (endogène, de dessiccation) sur cylindres φ3,7 x 12 cm3 et prismes 4 x 4 x 16 cm3
, – mesure des fluages (propre et de dessiccation) sur cylindres φ3,7 x 12 cm3, à
une contrainte de compression égale à 50 % de la résistance à la rupture, – mesure des pertes en poids des éprouvettes cylindriques φ3,7 x 12 cm3 et
prismatiques 4 x 4 x 16 cm3, – mesure de la porosité à l’eau sur cylindres φ3,7 x 2 cm3.
La microfissuration hygro-mécanique est quantifiée à l’aide des mesures de perméabilité sur le mortier05 qui a été également utilisé pour mettre en évidence la nature neutre de l’éthanol par rapport à l’eau :
– mesure de la perméabilité à l’argon et à l’éthanol avant fluage et après recouvrance sur cylindres φ3,7 x 5 cm3, les perméabilités avant fluage, servant de base de comparaison, étant mesurées sur cylindres φ3,7 x 5 cm3 préalablement séchées,
– mesure de resaturation et de gonflement à l’eau et à l’éthanol sur prismes 4 x 4 x 16 cm3 préalablement séchés,
– mesure de la porosité à l’éthanol et l’eau sur cylindres φ3,7 x 2 cm3.
La campagne expérimentale réalisée, après 6 mois de conservation des éprouvettes dans l’eau (maturation optimale), est récapitulée dans le tableau 2 en fonction du type d’essai, des dimensions des éprouvettes, du type de sollicitation et du conditionnement des éprouvettes.
2.2. Dispositifs expérimentaux et mesures
Les retraits ont été mesurés à la fois sur les éprouvettes cylindriques et prismatiques tandis que le fluage est mesuré sur les éprouvettes cylindriques. Le retrait des éprouvettes cylindriques est obtenu à partir des plots collés sur leur surface latérale, sur des génératrices disposées à 120°. Le retrait des éprouvettes prismatiques est mesuré par le biais des plots insérés dans le matériau aux extrémités de l’éprouvette (figure 1). Les plots des extrémités des éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3 sont mis en place avant le coulage, contrairement aux plots collés sur la surface latérale. Les déformations de retrait et de fluage sur les éprouvettes cylindriques sont mesurées à l’aide d’un extensomètre électronique (figure 2a) dont la base de mesure est 10 cm, tandis que le retrait et le gonflement des éprouvettes prismatiques sont mesurés à l’aide d’un déformomètre d’une base de mesure de 16 cm (figure 2b).
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120° plot pour extensomètre
10 cm 16 cm 10 cm 12 cm
plot pour déformomètre
4x4x16 cm3 3,7x12 cm3
Figure 1. Représentation schématique des éprouvettes d’essais de retrait et fluage
(a) (b)
Figure 2. a) photographie de l’extensomètre électronique et b) du déformomètre
La figure 3 montre l’ensemble des bâtis de fluage mis au point au Laboratoire de Mécanique de Lille (LML) permettant de solliciter en même temps 12 éprouvettes. Le principe de montage est classique. Il consiste en six bâtis reliés par une nourrice à une pompe manuelle de type Enerpac®, de capacité 70 MPa. Chaque bâti est composé de trois plateaux reliés entre eux par trois tirants : un plateau inférieur par lequel l’effort constant est appliqué, un plateau médian et un plateau supérieur. Deux
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éprouvettes sont placées dans chaque bâti et séparées par le plateau médian de mouvement libre. Le mouvement du plateau supérieur est bloqué à l’aide des écrous serrés sur les tirants et l’effort appliqué par la pompe manuelle est transmis sur les éprouvettes par le plateau inférieur. Notons que les effets de flexion, inhérents à la fabrication des échantillons, ont été compensés au moment du chargement élastique initial : les positions des écrous ont été réajustées de manière à ce que les déformations mesurées au niveau des 3 génératrices de chaque échantillon soient les mêmes. Nous avons ensuite mesuré les fluages du mortier05 pour une contrainte appliquée égale à 50 % de la contrainte à la rupture, soit 24 MPa, déterminée, après six mois de maturation dans l’eau, sur des éprouvettes saturées en eau de taille φ3,7 x 7,4 cm3. Ce ratio de chargement a été choisi afin d’obtenir une sollicitation importante sans toutefois provoquer la rupture des éprouvettes qui ont servi pour la mesure de la perméabilité.
Figure 3. Bâtis de fluage
La porosité à l’eau est déterminée par séchage au four à 60 °C, jusqu’à poids constant, des rondelles d’éprouvettes initialement saturées. Nous avons donc considéré l’état sec comme celui qui a été obtenu au four à 60 °C jusqu’à poids constant. Par ailleurs, des rondelles préalablement séchées sont utilisées afin de mesurer la porosité à l’éthanol et à l’eau, par le processus de resaturation. Les perméabilités à l’argon et à l’éthanol sont mesurées à l’aide des dispositifs développés dans notre laboratoire (pour plus de détails voir (Yurtdas, 2003)). La perméabilité au liquide est obtenue par la mesure directe du débit à l’entrée de l’éprouvette. Cette méthode est qualifiée d’exacte et la perméabilité mesurée est
Pompe manuelle
Plateau inférieur
Plateau médian
Plateau supérieur
Vérin
Eprouvettes
Tirant
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intrinsèque dès lors que le fluide injecté est neutre vis-à-vis de la pâte de ciment. La perméabilité apparente au gaz est déterminée par la technique de pulse test dont l’efficacité est mise en évidence par de précédentes études (Dana, 1999). Cette dernière méthode de mesure est qualifiée d’indirecte. Notons enfin que les perméabilités sont déterminées sur matériau complètement sec.
3. Résultats sur l’interaction entre le comportement différé et la microfissuration induite
3.1. Comportement hydrique
3.1.1. Dessiccation en atmosphère contrôlée ( T = 21 °C ± 1 °C, Hr = 45 % ± 5 %)
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00 50 100 150 200 250 300 350 400
Perte en poids [%]
Temps de séchage [jour]
mortier05
mortier08
Figure 4. Evolution de la perte en poids moyenne des éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3 des deux mortiers en fonction du temps de séchage
La figure 4 montre l’évolution de la perte en poids (moyenne de 3 éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3) des deux mortiers en fonction du temps dans l’ambiance contrôlée. La perte en poids correspond au rapport de la quantité d’eau évaporée à un temps donné à la masse initiale saturée. L’augmentation du rapport E/C est à l’origine d’une cinétique de séchage plus rapide et une valeur asymptotique est atteinte plus rapidement. Ceci est dû principalement à l’augmentation de la porosité capillaire à la fois en terme de volume autant que de diamètre des pores, comme l’illustre le tableau 3. La perte en poids finale mesurée est ainsi de 7,3 % pour le mortier08 alors qu’elle n’est que de 4,9 % pour le mortier05. Précisons que la porosité des hydrates est peu affectée par le rapport E/C (Folliot et al., 1982). De plus, la porosité capillaire reste toujours continue pour le mortier08 du fait de son rapport E/C très élevé (Powers et al., 1959) : de fait, l’eau libre peut sortir de l’échantillon plus facilement et le retrait total est atteint plus rapidement. Notons qu’il a été constaté
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que la perte en poids relative (par rapport à l’eau libre évaporable) évolue pratiquement de la même manière pour toutes les éprouvettes en dessiccation d’un même mortier (Yurtdas et al., 2006) : ceci implique que le processus de séchage est le même pour chaque éprouvette d’un même mortier.
Mortier/n° d’ép. 1 2 3 Moyenne
Mortier05 [%] 17,7 18,7 - 18,2
Mortier08 [%] 25,4 26,6 26,5 26,2
Tableau 3. Porosité à l’eau des deux mortiers
3.1.2. Retrait de dessiccation en atmosphère contrôlée (T= 21°C ± 1°C, Hr = 45 % ± 5 %)
La figure 5 présente l’évolution des retraits de dessiccation (moyenne de 3 éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3) des deux mortiers en fonction de la perte en poids. Comme attendu, le retrait des éprouvettes en dessiccation du mortier08 est supérieur à celui du mortier05. Ceci est dû à la plus grande compressibilité de la matrice du mortier08 : sous l’effet du séchage, la pression capillaire augmente et la matrice se contracte sous l’effet de cette dépression. Etant donné que le module d’élasticité du mortier08 est plus faible que celui du mortier05, celui-ci se déforme plus. Par ailleurs, aussi bien pour le mortier05 que pour le mortier08, il est mis en évidence trois phases caractéristiques déjà décrites dans la littérature (Granger, 1994 ; Torrenti et al., 1997 ; Khelidj et al., 1998) : la première phase, appelée également zone dormante (Benboudjema, 2002), correspond à une perte en poids avec une faible mesure de retrait : elle est due à l’évaporation rapide de l’eau à la surface de l’éprouvette couplée à une microfissuration surfacique induite. Cette microfissuration s’oppose alors à la contraction du prisme. C’est un effet structurel. On constate que cette zone est plus grande pour le mortier08 que pour le mortier05 : du fait de sa plus faible résistance en traction, le mortier08 va être soumis à une fissuration structurelle plus intense que le mortier05 (à géométrie identique), et la zone dormante s’en trouve augmentée. Dans la deuxième phase, le retrait de dessiccation est proportionnel à la perte en poids : la contraction du squelette solide est provoquée principalement par la dépression capillaire. Durant cette deuxième phase pendant laquelle les deux mortiers ont des pentes semblables, le mortier08 subit plus de retrait de dessiccation que le mortier05. Enfin, la dernière phase présente une évolution de perte en poids sans retrait. Pour cette dernière phase, différentes explications sont avancées : la contraction de la matrice cimentaire devient infime par épuisement de l’eau évaporable, le comportement initialement linéaire devient non linéaire sous contrainte hydrique (Meftah et al., 2000 ; Benboudjema, 2002) ; une autre explication peut venir de l’apparition de microfissures supplémentaires, générées par la dessiccation (Khelidj et al., 1998, Bisschop et al., 2001) et la présence de granulats (Bisschop et al., 2001). Ces
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microfissures induites s’opposent au retrait tout en facilitant la dessiccation (Bazant, 1986 ; Khelidj et al., 1998). Notons que ces trois phases se retrouvent également dans le cas de la dessiccation des argiles (Colina et al., 2000), où la dernière phase est interprétée par les auteurs comme étant due à un niveau suffisant d’écrouissage de la matrice, permettant au matériau de résister au surplus de contrainte généré par l’augmentation de pression capillaire. Cependant, la mise en parallèle de l’évolution du module d’Young et du retrait de dessiccation montre que cette troisième phase coïncide avec la diminution du module d’Young pour les deux mortiers (Burlion et al., 2007). Ceci tend à confirmer l’hypothèse selon laquelle cette dernière phase est due à une augmentation de la microfissuration, qui contrebalance le retrait. Par ailleurs, cette microfissuration générée par la dessiccation devient le moteur de l’évolution de la résistance multiaxiale en fonction de la perte en poids pour un rapport E/C élevé – i.e. E/C = 0,8 (Yurtdas et al., 2006).
-1400
-1200
-1000
-800
-600
-400
-200
0-8-7-6-5-4-3-2-10
Retrait de dessiccation [10-6]
Perte en poids [%]
mortier08mortier05
Figure 5. Evolution du retrait de dessiccation moyen des éprouvettes de 4 x 4 x 16 cm3 des deux mortiers en fonction de la perte en poids
Nous pouvons alors considérer, en première approximation, que la perte en poids des éprouvettes séchées au four à 60 °C correspond à la quantité d’eau libre pouvant s’évaporer de l’éprouvette. Le retrait de dessiccation peut être ainsi présenté en fonction de la perte en poids relative, comme illustré sur la figure 6. La perte en poids relative correspond donc au rapport de la perte en poids des éprouvettes en dessiccation pour un temps donné à celle obtenue après un séchage à 60 °C jusqu’à poids constant. Ainsi, une perte en poids relative de 0 % correspond à l’état saturé et une perte en poids de 100 % correspond à l’état complètement sec. Le dernier point sur la figure 6 représente la valeur de retrait de dessiccation d’éprouvettes complètement séchées à T = 60 °C. Notons que ces éprouvettes nous ont également permis de mesurer le coefficient de dilatation des deux mortiers qui est de 0,87.10-5 [m/m/°C]
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pour le mortier05 et 0,97.10-5 [m/m/°C] pour le mortier08 : le coefficient de dilatation augmente donc légèrement avec le rapport E/C.
-1400
-1200
-1000
-800
-600
-400
-200
00 20 40 60 80 100
Retrait de dessiccation [10-6]
Perte en poids relative [%]
mortier05
mortier081
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Figure 6. Evolution du retrait de dessiccation moyen des deux mortiers en fonction de la perte en poids relative
Nous constatons sur la figure 6 que les première et troisième phases ont lieu pour des taux de perte en poids relativement proches, de 15 et de 65 %, pour les deux mortiers. Il semble que les pourcentages de perte en poids relative pour lesquels les trois phases sont habituellement observées dépendent peu de la composition. Ceci mérite d’être confirmé par des études complémentaires et la géométrie de l’échantillon doit jouer sans doute un rôle. Cette constatation suppose donc que le ciment utilisé soit de caractéristiques et de pourcentage volumique semblables, que la taille des granulats conditionnant une partie de la microfissuration induite par la dessiccation et la qualité de ces granulats soient identiques, et que la comparaison soit effectuée pour une même géométrie de l’éprouvette – i.e. le rapport de la surface soumise au séchage au volume de l’éprouvette. Sur la figure 6, on constate également que la pente de l’évolution du retrait de dessiccation en fonction de la perte en eau relative diffère d’un mortier à l’autre : elle est plus importante pour le mortier08. Ceci peut s’expliquer par une susceptibilité plus grande à la contraction de la matrice du mortier08 par rapport à celle du mortier05. En effet, nous savons que la porosité du mortier08 est plus grande que celle du mortier05 (26 % contre 18 %, tableau 3). De plus, le mortier08 contient moins de granulats que le mortier05 (50 % contre 58 % en volume). Ainsi, du fait de la porosité capillaire plus grande et du volume de granulats plus faible, la compressibilité matricielle du mortier08 est plus grande pour un même taux d’eau évaporable. Cette compressibilité plus grande du mortier08 par rapport au mortier05 a été également mise en évidence par les essais hydrostatiques : le module d’incompressibilité du mortier08 est de l’ordre de 12 000 MPa à l’état saturé tandis que celle du mortier05 est de l’ordre de 20 000 MPa. Par ailleurs, pour un même taux d’eau évaporable, la pression capillaire
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générée dans le mortier08 sera plus faible à cause d’une porosité capillaire plus grande. Notons que l’humidité relative imposée à ces mortiers étant de 45 %, selon la loi de Kelvin la pression capillaire finale générée est la même pour les deux mortiers.
3.2. Comportement hygro-mécanique : fluage propre et de dessiccation
Les effets d’un fluage sous une contrainte constante égale à 50 % de la résistance à la rupture (contrainte de compression de 24 MPa) des éprouvettes saturées ont été étudiés sur le mortier05 en fonction du mode de conservation. Les éprouvettes protégées de la dessiccation et les éprouvettes en dessiccation sont déchargées après 300 jours, le déchargement des éprouvettes complètement sèches étant effectué après 250 jours. La figure 7 illustre l’évolution des déformations sous contrainte constante en fonction du mode de conservation. Notons que l’ensemble des déformations différées est déduit sur des éprouvettes de même géométrie. L’allure générale des courbes de la figure 7 est en parfaite concordance avec la littérature : le séchage et le fluage simultanés conduisent à une augmentation des déformations par rapport au cas de fluage propre. On constate par ailleurs que le fluage propre des matériaux cimentaires préalablement séchés, où toute eau libre a été enlevée, reste très faible. Les déformations résiduelles enregistrées après recouvrance évoluent également en fonction du mode de conservation : plus élevées pour les éprouvettes en dessiccation et plus faibles pour les éprouvettes séchées.
-6000
-5000
-4000
-3000
-2000
-1000
00 50 100 150 200 250 300 350 400
moy. de 6 ép. en dessic.moy. de 3 ép. préalab. séchéesmoy. de 3 ép. protégées de la dessic.
Déformation [10-6]
Temps [jour]
fluage de dessiccation
déformation résiduelle de dessiccation
Figure 7. Evolution des déformations moyennes sous chargement constant et après déchargement en fonction du temps et du mode de conservation (les déformations sans chargement sont déduites)
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L’origine des phénomènes impliqués dans le cas du fluage propre se trouverait dans un mécanisme à court terme lié à un mouvement d’eau libre et d’eau adsorbée dans l’espace capillaire, et un mécanisme à long terme lié au glissement des feuillets de CSH, en plus d’un troisième mécanisme lié à la présence des granulats (Wittmann, 1982 ; Guénot-Delahaie, 1997 ; Ulm et Acker, 1998). Notons que nous avons pu vérifier l’existence de ces deux premiers mécanismes avec nos essais. Lorsque les éprouvettes sont préalablement séchées, l’influence des deux premiers mécanismes est fortement réduite (figure 7). Ce résultat montre le rôle essentiel de l’eau interstitielle dans le processus de déformation par fluage. La mise sous chargement et le séchage simultanés conduisent à mesurer un fluage additionnel dit fluage de dessiccation (ou effet Pickett), mis en évidence par exemple sur la figure 8. La somme des déformations dues au retrait total et au fluage propre est inférieure aux déformations dues au fluage ayant lieu sous dessiccation. Bien que l’origine des phénomènes physiques impliqués soit encore mal connue, ce fluage de dessiccation est attribué à un effet de structure (Wittmann, 1982 ; Granger, 1994), et à un effet de couplage de contrainte mécanique-dessiccation (Bazant et al., 1985 ; Granger, 1994).
-6000-5500-5000-4500-4000-3500-3000-2500-2000-1500-1000-500
00 50 100 150 200 250 300 350
retrait totalfluage propreretrait total + fluage propreretrait total et fluage total
Déformation [10-6]
Temps [jour]
effet Pickett (fluage de dessiccation)
Figure 8. Mise en évidence de l’effet Pickett (fluage de dessiccation)
3.3. Effet de fluage sur la perméabilité
3.3.1. Influence de la nature du fluide d’injection sur la valeur de la perméabilité
L’étude comparative réalisée sur le mortier05 par des essais de resaturation et de gonflement a permis de mettre en évidence la nature neutre de l’éthanol par rapport à l’eau, vis-à-vis des matrices cimentaires. Les figures 9 et 10 montrent respectivement l’évolution du gain de poids rapporté au gain de poids maximum (pour une porosité totale de 18 %) et celle du gonflement dû à l’absorption d’eau et d’éthanol d’éprouvettes préalablement séchées, et ce en fonction du temps. Le gain de poids
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maximum est défini par le ratio a
mVρφ
∆ où m∆ est le gain de masse, ρ est la
masse volumique du fluide interstitiel, φ est la porosité et aV est le volume apparent. Notons que la porosité à l’eau et à l’éthanol de ce même mortier par un processus de resaturation était de 15,3 % et 13,8 % respectivement. Cette diminution de porosité peut être due à une resaturation incomplète des rondelles, à une reprise de l’hydratation, à l’air piégé dans les éprouvettes ou encore à la variabilité du matériau. Par ailleurs, la porosité mesurée avec l’éthanol est inférieure à la porosité mesurée à l’eau. Ceci peut s’expliquer par la taille des molécules d’éthanol (d’environ 4,5 Å) plus grande que celle de l’eau (2,7 Å). Enfin, l’effet de la resaturation se traduit par une libération des pressions capillaires générées par le séchage. La resaturation à l’éthanol peut conduire à une libération partielle de ces pressions capillaires. Les gonflements mesurés après resaturation à l’éthanol seraient alors plus faibles qu’avec l’eau.
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0 50 100 150 200
1ère ép. re-saturée en eau2ème ép. re-saturée en eau1 ép. re-saturée en éthanol
Temps [jour]
Gain de poids rapporté au gain de poids maximum
Figure 9. Evolution du gain de poids en eau et en éthanol par rapport au gain de poids maximum des éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3 préalablement séchées, en fonction du temps
La figure 9 montre que, sur la totalité de la quantité absorbable, environ 80 % de l’eau et 60 % de l’éthanol sont absorbés après seulement un jour par succion capillaire qui remplit un grand nombre de pores dès le premier jour, alors que l’augmentation qui suit est régie par la cinétique de la redistribution dans les pores du gel des CSH (Beddoe et al., 1999). Cette resaturation très rapide est en partie due à l’effet de microfissuration induit par le séchage qui augmente la connectivité du réseau poreux. Après environ 170 jours, la quantité d’éthanol absorbée rejoint celle de l’eau. L’évolution lente de l’absorption de l’éthanol est probablement due à la grande taille de ses molécules, conduisant à une pénétration plus difficile surtout dans les pores des CSH, ainsi qu’à la tension superficielle plus faible de l’éthanol (22 mN/m contre 72 mN/m pour l’eau). Les gonflements dus à l’éthanol et à l’eau
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diffèrent considérablement. Le gonflement provoqué par l’éthanol est faible (200.10-6) et se stabilise après environ 40 jours, confirmant ainsi la faible interaction de l’éthanol avec un matériau cimentaire. Le gonflement dû à l’absorption d’eau est élevé et continue d’augmenter même après 170 jours alors que le gain de poids est pratiquement constant après 40 jours.
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
0 50 100 150 200
1ère ép. re-saturée en eau2ème ép. re-saturée en eau1 ép. re-saturée en éthanol
Gonflement [10-6]
Temps [jour]
Figure 10. Evolution du gonflement à l’eau et à l’éthanol des éprouvettes 4 x 4 x 16 cm3 préalablement séchées, en fonction du temps
Une absorption d’eau plus rapide et un gonflement à la fois plus rapide et plus important sont constatés sur des éprouvettes de pâtes de ciment (Beddoe et al., 1999), par rapport aux mortiers. Ceci provient du rôle que jouent les granulats qui limitent le gonflement (comme ils limitent le retrait). Ces mêmes granulats sont probablement aussi à l’origine d’une resaturation et d’une augmentation du gonflement plus progressives du mortier dans le temps (le gonflement de pâtes de ciment peut atteindre une valeur de 2 500 à 2 700.10-6 au troisième jour de resaturation lorsque l’absorption finale est atteinte (Beddoe et al., 1999)).
Le gonflement par absorption d’eau des éprouvettes préalablement séchées de ce mortier est donc largement supérieur au retrait total final en dessiccation (voir les figures 6 et 10). Ceci est dû, pour une part, au fait que le séchage rapide au four provoque une microfissuration importante, conduisant dans la phase d’absorption à une valeur plus élevée du gonflement du matériau pré-endommagé. Une autre part de ce gonflement peut s’expliquer par la reprise de l’hydratation et la formation de produits secondaires, facilitée par la microfissuration induite lors du séchage et donc par l’augmentation de la surface de contact entre l’eau et la pâte de ciment. Par exemple, nous constatons, sur la figure 10, que la pente de la courbe de gonflement à l’eau des deux éprouvettes « se relève ». Ceci pourrait provenir de la formation des produits secondaires expansifs qui devient prépondérante après 30 jours de saturation.
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3.3.2. Mesure de la perméabilité avant fluage et après recouvrance
L’effet de la microfissuration induite par le fluage a été évalué par la comparaison des valeurs de perméabilité mesurée avant fluage et après fluage puis recouvrance. Après une période de recouvrance de 65 jours, la perméabilité est mesurée sur des éprouvettes séchées et sur celles en fluage de dessiccation. Notons que les éprouvettes fluées avaient une hauteur initiale de 12 cm. Ainsi, après la recouvrance, les éprouvettes sont découpées en trois parties, et la partie centrale de hauteur 5 cm est utilisée pour la détermination de la perméabilité. Celle-ci a été mesurée après séchage à 60 °C dans le four jusqu’au poids constant pour vider la porosité de l’eau libre éventuellement restante. A la suite de l’installation de l’éprouvette dans la cellule triaxiale, une pression de confinement de 6 MPa lui est appliquée (notons que ce confinement referme une partie des microfissures). Ensuite, de l’argon ou de l’éthanol est injecté axialement dans l’éprouvette pour la mesure de la perméabilité (Yurtdas, 2003).
N° d’ép. Argon
[10-17 m2] Ethanol
[10-17 m2] 1 0,94 0,63 2 1,01 0,66 3 - 0,54
moyenne 0,98 0,61
Perméabilité avant fluage
variation [%] 4 11 4 1,47 0,96 5 1,23 0,80
moyenne 1,35 0,88
éprouvettes séchées puis
fluées variation [%] 9 9
6 1,14 0,70 7 0,88 0,69
moyenne 1,01 0,70
Perméabilité après fluage et recouvrance éprouvettes
de fluage de dessiccation
variation [%] 13 1,5
Tableau 4. Comparaison des perméabilités avant fluage et après recouvrance
Le tableau 4 récapitule les valeurs de perméabilité mesurées. Les mesures effectuées après fluage sont un peu plus dispersées, et il y a toujours un écart de l’ordre de 40 ± 10 % entre la perméabilité à l’éthanol et à l’argon. La perméabilité à l’éthanol pouvant être considérée comme intrinsèque, l’écart de perméabilité peut provenir de l’effet de glissement des molécules de gaz aux parois (effet Klinkenberg) conduisant à une surestimation de la valeur de perméabilité. Une part de cet écart pourrait aussi s’expliquer par la différence de la taille des molécules d’argon et d’éthanol.
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L’application d’un fluage augmente la perméabilité des éprouvettes initialement sèches d’environ 40 %. Ceci peut résulter de l’augmentation de la largeur des microfissures dues au séchage initial et de la création de nouvelles microfissures qui favorisent la connexion des premières. Rappelons cependant que ces différences, qu’elles soient mesurées avec ou sans application d’un chargement mécanique avant l’essai de perméabilité, sont très souvent obtenues et attribuées à la variabilité du matériau. Cette relative invariabilité des propriétés de transport, constatée même après la génération d’une déformation longitudinale de fluage de 3 000.10-6, est attribuée à différents phénomènes (Hearn, 1999) : la discontinuité des microfissures induites et ou la faible largeur des microfissures continues, la refermeture de celles-ci-après déchargement, la grande dispersion des valeurs de perméabilité pouvant masquer une possible variation et l’interaction entre le fluide interstitiel et le matériau cimentaire. Toutefois, la variabilité maximale de nos mesures est faible, de 13 %, et les fluides utilisés sont neutres. Ainsi, la différence de 40 % entre les perméabilités avant et après fluage peut être attribuée à la microfissuration induite en cours de fluage. Lorsque les éprouvettes sont mises en fluage de dessiccation puis séchées après recouvrance, leur perméabilité varie peu (malgré leur déformation résiduelle très importante (figure 7)) par rapport à celle qui est mesurée sur des éprouvettes préalablement séchées sans fluage. Notons que le déchargement d’une éprouvette en fluage de dessiccation conduit à la libération des autocontraintes de traction, donc à une microfissuration, analogue à celle du retrait de dessiccation (Pons, 1998). Ainsi, la microfissuration ouverte et connectée, générée par le fluage puis par le séchage au four, serait alors du même ordre de grandeur que la microfissuration des éprouvettes préalablement séchées non soumises au fluage.
Le peu d’écart entre les perméabilités mesurées avant et après fluage peut également être expliqué par une orientation préférentielle de la microfissuration générée au cours du fluage. En effet, Sicard a montré (Sicard et al., 1992) que l’application d’une contrainte de compression pendant un fluage de dessiccation conduit à une orientation préférentielle de la fissuration, parallèlement à l’axe de compression. Dans notre cas, les mesures de perméabilité sont faites suivant le même axe que l’axe d’application de la contrainte mécanique : l’application du confinement extérieur tendra à refermer fortement la microfissuration, donc la fissuration induite par le fluage est moins « visible » sur les mesures de perméabilité. Il conviendrait de réaliser, à l’avenir, des mesures de perméabilité avant et après fluage perpendiculairement à l’axe de sollicitation afin de mieux évaluer l’impact du fluage sur la fissuration induite.
4. Conclusions
L’étude expérimentale présentée ici a permis de mettre en évidence l’évolution du comportement différé de matériaux à matrice cimentaire, et l’effet de la microfissuration induite (par le séchage et le fluage) sur leur comportement différé et sur leur comportement hydraulique. Pour ce faire, une large campagne expérimentale
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portant à la fois sur des mesures de retrait, de fluage, de gonflement, de perméabilités au gaz et au fluide a été menée.
Les résultats de retrait de dessiccation mettent en évidence, dans le cas des deux mortiers étudiés, trois phases caractéristiques en fonction de la perte en poids. Les deux premières phases sont classiques. La dernière phase de cette évolution est due à la microfissuration intense induite par le séchage qui contrebalance le retrait. Les essais de fluage propre et de dessiccation ont montré clairement que les déformations macroscopiques des éprouvettes dépendent de la présence ou non de l’eau interstitielle. Moins il y a d’eau dans l’éprouvette moins les déformations différées sont importantes. Les éprouvettes soumises simultanément au séchage et au fluage subissent des déformations supérieures à la somme des déformations du retrait et du fluage propre (effet Pickett). Par ailleurs, la mesure de la perméabilité avant fluage et après recouvrance a révélé une augmentation d’environ 40 % après fluage pour les éprouvettes préalablement séchées, tandis qu’elle reste sensiblement constante pour les éprouvettes en fluage de dessiccation, par rapport aux éprouvettes séchées sans fluage. L’augmentation de la perméabilité est due à l’application d’un chargement constant qui amplifie la largeur des microfissures causées par le séchage et favorise la connexion de celles-ci par création de nouvelles microfissures. L’invariabilité de la perméabilité des éprouvettes subissant le fluage de dessiccation montre que la microfissuration induite, par le fluage puis par le séchage, n’est pas suffisamment interconnectée pour créer une variation de perméabilité. Par ailleurs, la perméabilité à l’argon est supérieure à celle à l’éthanol de 40 %, qu’il s’agisse des mesures avant fluage ou après recouvrance. Cette différence peut s’expliquer par l’effet Klinkenberg. Une partie de cette différence pourrait également être attribuée à la différence de taille des molécules d’argon et d’éthanol. Enfin, les résultats obtenus montrent la nature relativement neutre de l’éthanol par rapport à l’eau vis-à-vis des matrices cimentaires : le gonflement à l’eau, d’environ 2 000.10-6 après 170 jours, continue d’augmenter alors que celui à l’éthanol, de 200.10-6, se stabilise après 40 jours. Par ailleurs, la cinétique de l’absorption d’éthanol est plus faible que celle de l’absorption d’eau, due à la grosseur des molécules d’éthanol.
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Received : 7 February 2007 Accepted : 18 February 2008
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