Etude expérimentale de la rhéologie et du comportement des

ECOLE DOCTORALE SC ENCES ET INGENIERIE I

THESE

Pour obtenir le grade de Docteur d’Université

Spécialité : Génie Civil

Abdellah EL HILALI

ETUDE EXPERIMENTALE DE LA RHEOLOGIE ET DU COMPORTEMENT DES BETONS AUTOPLAÇANTS (BAP):

INFLUENCE DES FINES CALCAIRES ET DES FIBRES VEGETALES

Soutenue le 17 Décembre 2009

Devant le jury composé de :

Mme. CARE Sabine, Chercheur HDR U ni it, R Navier, U vers é Paris Est ‐ 2, allée Kepler, 77420 Champs sur Marne Mme. DJELAL‐DANTEC Chafika, Professeur des Universités, Laboratoire d'Artois Mécan

Rapporteur

ique Thermique et Instrumentation ‐IUT‐ 1230 Rue de l'université, 62408 Béthune Mme. GHORBEL Elhem, Professeur des Universités, Département Génie Civil‐5 Mail Ga e, 9

Rapporteur

y‐Lussac, Neuville sur Ois 5031 Cergy Pontoise CedexM GONNON Pascal, Ingén l

Directeur de thèse

. ieur OMYA SAS ‐ 5 Rue de 'Aiguillon, ZI Lyon M. KHELIDJ Abdelh

Examinateur

afid, Professeur des Universités, Département Génie Civil‐58 rue Michel Ange, Heinlex, 44600 Saint‐Nazaire M. PERRIN Bernard, Professeur des Universités, Département Génie Civil‐129B Av. de Rangueil, BP 67701, 31077 Toulouse cedex04

Examinateur

Examinateur

Laboratoire A4114

de Mécanique et Matériaux du Génie Civil ‐ L2MGC E5 Mail Gay‐Lussac, Neuville Sur Oise 95031 Cergy Pontoise Cedex

REMERCIEMENTS

Ce travail a été mené sous la direction de Mme. Elhem GHORBEL, Professeur à l’Institut

Universitaire de Technologie de l’Université de Cergy Pontoise, et directeur de ma thèse, je tiens

à lui exprimer toute ma reconnaissance, tant pour ses conseils, son intérêt et son aide qu’elle m’a

accordée durant ces cinq années de thèse.

Mes remerciements vont particulièrement à M. Pascal GONNON, Ingénieur à OMYA, pour avoir

suivi l’évolution de mes travaux de recherche et pour avoir accepté de participer à mon jury de

thèse.

Je tiens à remercier, Philipe Francisco, Responsable du Pôle Chimie CERIB ‐ Division Matériaux,

de m’avoir accueilli au sein du CERIB lors de différentes campagnes d’essais et de m’avoir

ltprodigué ses conseils lors de l’exploitation des résu ats.

Je remercie chaleureusement Valérie MINOT, Pascal MANCEAU, pour leurs aides et

collaborations, sans vous, pas de dispositif expérimental ! Sans oublier, Annelise COUSTURE et

Lilian CRISTOFOL.

Ces quatre années de thèse ont été particulièrement agréables et ce n’est pas sans tristesse qu’il

me faut les finaliser. J’exprime ici toute ma sympathie à tous les doctorants et à tout le personnel

administratif du laboratoire qui a pu m’assister durant ces quatre années et avec lesquels j’ai

passé d’excellents moments aussi bien dans le cadre professionnel.

Je tiens à remercier ma famille, mon frère, mes sœurs et mes amis pour leurs encouragements,

ma femme pour son soutien. Je pense plus particulièrement à mes parents, pour leur soutien et

eur affection permanente, qui m’ont permis d’en arriver là. l

Je tiens enfin à remercier toutes les personnes que j’ai pu côtoyer au cours de ma thèse et celles

qui ont permis son bon déroulement.

Je dédie ce mémoire aux personnes que j’ai les plus

chers au monde, mes parents, sans eux je ne serai

pas là ….

Auteur : Abdellah EL HILALI

Titre : Etude expérimentale de la rhéologie et du comportement des bétons autoplaçants

(BAP) : Influence des fines calcaires et des fibres végétales.

Directeur de thèse : Mme. Elh eur à l’Université de Cergy Pontoise em GHORBEL, Profess

bre 2009 Date et Lieu de soutenance : le 17 Décem

2MGC IUP Génie Civil et Infrastructures ‐ L

ille sur Oise 5, rue Gay Lussac‐Neuv

95031 Cergy Pontoise

Résumé :

Les différentes propriétés des bétons autoplaçants (BAP) (fluidité, viscosité, résistance à la

ségrégation, aptitude au remplissage etc…) rendent leur formulation relativement compliquée.

Même si de nombreuses études ont été effectuées pour comprendre les principes qui régissent le

comportement de ces bétons, aucune méthode pratique de formulation ne semble avoir été

établie à partir de données de base sur les matériaux utilisés et d’un cahier des charges précis.

C’est dans ce contexte que se situe l’étude menée dans ce travail. On s’est attaché à établir une

méthode de formulation et à caractériser le matériau à l’état frais et durci. Ce travail a consisté à

mettre en place une méthodologie pour la formulation d’un BAP en se basant sur une approche

double : expérimentale et théorique (optimisation du squelette granulaire). Des essais ont été

réalisés sur la pâte issue du BAP pour déterminer le dosage de saturation en eau et en

superplastifiant: mini cône et cône de Marsh. Des essais empiriques ont été réalisés sur

différentes formulations de BAP afin de définir un BAP témoin à haute performance caractérisée

par étalement de 65cm (Slump flow, V‐funnel, L‐Box, J‐Ring, Stabilité au tamis). L’influence des

fillers calcaires sur les comportements rhéologique et mécanique du BAP témoin à l’état frais, au

jeune âge et à l’état durci a été étudiée. Les fines étudiés (BETOCARB® P2) se différencient par

leur surface de Blaine "B" et sont notées respectivement "MFS", "LFE" et "MFO". Toutes les

compositions ont été fabriquées avec une teneur en eau fixe (164 L), un même rapport eau‐liant

(E/L=0,35), un rapport G/S=1.

La finesse des fillers calcaires a peu d'effet sur la demande en superplastifiant et affecte de

manière significative la résistance à la compression particulièrement aux jeunes âges par

comparaison à un béton vibré avec les mêmes rapports Eau/liant. Pour mieux appréhender

l’influence de la finesse des fillers sur les propriétés des BAP des mesures de la chaleur

d’hydratation, de perméabilité à l’oxygène, de porosité, de ségrégation et de carbonatation, ont

été réalisés sur les BAP témoins.

Cependant, une question reste souvent posée : le béton autoplaçant renforcé par des fibres

végétales est‐il aussi résistant que le béton autoplaçant non fibré? Un des objectifs de ce travail

éde recherche a été de donner une r ponse claire à ce problème.

Pour cela, nous avons conduit, un programme expérimental pour étudier l’influence de

l’introduction des fibres végétales à base de cellulose sur les propriétés du BAP. Quatre types de

fibres végétales ont été testés, notées FbA, FbB, FbC, FbD. Elles se différencient par leurs

caractéristiques géométriques et le taux de cellulose qu’elles contiennent. L’introduction des

fibres végétales affecte la demande en eau de la pâte et la demande en superplastifiant. Les

résultats des essais expérimentaux menés sur ces formulations ont montré qu’il y avait une

influence significative de ce type de fibres sur les propriétés mécaniques et physiques des BAP.

L’ensemble de ces travaux constitue un ensemble cohérent d’outils d’aide à la formulation des

BAP, destiné à l’ingénieur de formulation.

MotsClés: Bétons autoplaçants (BAP), fillers calcaires, fibres végétales, rhéologie, compression

uniaxia lle, module d’é asticité.

Title: Experimental study of the rheological and mechanical behaviour of self‐compacting

concrete (SCC): Influence of calcareous fillers and vegetable fibres.

Abstract:

The research presented in this thesis develops a simple method for the formulation of self‐

compacting reference concrete containing limestone fillers and no added viscosity agent. The

approach is dual: both experimental and theoretical (granular optimization) were

conducted. The water and superplasticizer were determined through mini cone and

Marsh cone tests conducted on the SCC paste. Effects of limestone filler fineness on

rheological and mechanical properties of the SCC have been noteworthy. Three

calcareous fillers have been introduced into the SCC paste, respectively noted "MFS", "LFE" and

"MFO". The fillers had different Blaine Specific areas ‘SB’. They were prepared at fixed

water/binder ratios so that 35,0=BW

and 1GS=

and maintaining the following dosages

onstant; , , 3/164 mlW = 3350 /C kg= m 3116 /F kg=c m

The results demonstrated that increasing the calcareous fillers’ fineness amplified the demand

for superplasticizer as well as increased its compactness and fluidity. Furthermore, it has been

shown that the fillers with high ‘SB’ improved SCC durability relative to gas (CO2) and liquid

diffusion; the concrete compressive strength was improved mainly at early curing ages. Also, the

relationship between the elastic modulus and the SCC compressive strengths was independent

of the fineness of the fillers and was very close to that recommended by ACI318‐89

( 4,73 CE f= × ).

Is vegetable‐fiber reinforced SCC mechanical strength as resistant as unreinforced SCC ? The

ain objective of this research was to answer this question. m

An experimental program was designed to study the influence of the introduction of short

vegetable fibers issued from paper pulp recycling on the SCC’s properties. Four types of

vegetable fibers have been studied, noted FBA, FBB, FBC and FBD. They differ in their geometric

characteristics and their cellulose concentrations. The introduction of the short vegetal fibers in

the formulated reference SCC with constant binder dosages and 35,0=BW

led to a significant

increase in the paste’s demand for water and superplasticizer, a decrease in concrete density,

and an augmentation in permeability which reduced its mechanical strength and durability.

Keywords: Self‐compacting concrete (SCC), calcareous filler, vegetable fibres, rheology,

compressive strength, elastic modulus.

Table des matières

N LISTE DES NOTATIO SLISTE DES FIGURES LISTE DES TABLEAUX INTRODUCTION GENERALE ..................................................................................................................................... 1

1ER Chapitre : CONCEPT ET FORMULATION DES BAP

1. CARACTERISTIQUES RHEOLOGIQUES DES BAP ................................................................................................... 10 ON ENTRE GRANDEURS SPECIFIQUES EXPERIMENTALES ET CARACTERISTIQUE2. CORRELATI S

LOGIQUES DE ..................RHEO S BAP ......................................................................................................................... 13 ELATIONS ENTRE LES CARACTERI TIQ3. R S UES RHEOLOGIQUES ET LA COMPOSITION DES BAP ....................... 16 SISTANCE ET DURABILITE DES B4. RE AP ................................................................................................................ 18

’UN BAP ................................................................................5. LES DIFFERENTS CONSTITUANTS D ....................... 20 ETHODES DE FORMULATION DES BAP ........................

6. M ..................................................................................... 24

METHODE BASEE SUR L OPTIMISATION DE LA COM

6.1. ’ PACITE DES MELANGES GRANULAIRES ...................... 24 METHODE BASEE SUR L’OPTIMISATION

6.2. DU MORTIER ..................................................................................... 25

METHODE BASEE SU

6.3. R L’OPTIMISATION DE LA PATE ....................................................................................... 266.4. METHODE DE FORMULATION CHINOISE .......................................................................................................... 267. BILAN ET DISCUSSION ............................................................................................................................................ 28

2EME CHAPITRE : MATERIAUX ET METHODES EXPERIMENTALES

1. MAT TILISES ............................................................................................................................................. 31 IMENT CPA CE

ERIAUX U 1.1. C M I 52.5 N ............................................................................................................................. 31

RANULATS .............1.2. G ............................................................................................................................................. 31 INES CALCAIRES ..........1.3. F ....................................................................................................................................... 33 SUPERPLASTI IANT .................................................................. 1.4. F ........................................................................... 34 S ...............................

1.5. LES FIBRES VEGETALE ........................................................................................................ 35

HODES DE CARACTERISATION D

2. MET ES BAP A L’ETAT FRAIS .......................................................................... 36ESSAIS DE CARACTERISATION DE LA P ...... ......... ........

2.1. ATE .. .... .......................................................................... 36

SSAIS DE CARACTERISATION DES BAP ..................

2.2. E ......................................................................................... 37 ETHODES DE CARA

3.M CTERISATION DES BAP A L’ETAT DURCI.......................................................................... 45

IQUES DES BAP ........................................................................................ .......................

3.1. ESSAIS DE CARACTERISATION PHYS 45 SAIS MECANIQUES ...........................4. ES ............................................................................................. 48

4.1. Essai de compression simple ....................................................................................................... 48 ETHODE ADOPTE5. M E POUR LA FORMULATION DES BAP .................................................................................... 49 DOSAGE EN LIANT : NF E5.1. N 206‐1 ..................................................................................................................... 50 DOSAGE EN EAU ...................................................................................5.2. ................................................................ 51 DOSAGE EN GRANULATS ..................................................................................................................................... 1 5.3. 5

5.4. APPORTER LES CORRECTIONS EVENTUELLES SUR 1M3 DE BETON ............................................................... 57 FABRICATION ET AJUS5.5. TEMENT DES DOSAGES POUR SATISFAIRE LES PROPRIETES RECOMMANDEES D’UN

AP A L’ETAT FRAIS ..................................................................................................................................................... 58 .6. COMPOSITION DU BAP ........................................................................................................................................ 58

B5

3EME Chapitre : INFLUENCE DES FINES CALCAIRES SUR LA RHEOLOGIE ET

LES CARATERISTIQUES DES BAP

1. CARACTERI ... ....................................................... 61 ETERMINATION DU DOSAGE OPTIMAL EN EAU ............... ................................

STIQUES DE LA PATE A L’ETAT FRAIS ...... ............................... 1.1. D .. ............................................. 61

ETERMINATION DU DOSA

1.2. D GE DE SATURATION EN SUPERPLASTIFIANT ...................................................... 68 ETUDE DE LA CONSIST

1.3. ANCE DE LA PATE EN UTILISANT L’AIGUILLE DE VICAT ............................................ 70

1.4. SYNTHESE ET DISCUSSION .................................................................................................................................. 74SATION

2. CARACTERI DES BAP A L’ETAT FRAIS ..................................................................................................... 75

UVRABILITE DES BAP ..........................................

2.1. O ............................................................................................ 77 E DE

2.2. FLUIDIT S BAP ............................................................................................................................................. 81

STABILITE DES DIFFER ES COMPOSIT ONS DE BAP

2.3. ENT I .................................................................................. 83 ONCLUSION ...............................

2.4. C ......................................................................................................................... 83

SATION DES BAP TEMOI

3. CARACTERI NS A L’ETAT DURCI .................................................................................... 86 ARACTERISTIQUES PHYSIQUES ...........................................................................................

3.1. C ............................. 86

C QUES MECAN

3.2. ARACTERISTI IQUES ..................................................................................................................... 90 REL

3.3. ATION ENTRE LES CARACTERISTIQUES MECANIQUES ET L’HYDRATATION DES BAP ............................ 923.4. SYNTHESE ET DISCUSSION ................................................................................................................................. 964. BILAN ........................................................................................................................................................................ 97

4EME Chapitre : INFLUENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES PROPRIETES

PHYSIQUES ET MECANIQUES DES BAP

1. SYNTHESE ....................................................................................................................... 99 ES AVANTAGES DES FIBRES COURTES .........

BIBLIOGRAPHIQUE ........ 1.1. L ................................................................................................. 102

ES INCONVENIENTS DES

1.2. L FIBRES.................................................................................................................... 102 LES PRINCIPAUX DOMAINES D’APPLIC ION

1.3. AT ................................................................................................ 103

YNTHESE ET DIS USSIO .................

1.4. S C N . ............................................................................................................. 104IMISATION EXPERIME ALE LA ATE RENFORCEE 2. OPT NT DE P ........................................................................... 104

ES FIB S VEGETALES 2.1.PROPRIETES D RE ............................................................................................................ 104 ETERMINATION DE LA M

D 2.2.D ASSE EAU ABSORBEE PAR LES FIBRES .............................................................. 1053. ETERMINATION DU R PPORT (EEFF/L)MINI ....................... ..... ....... ........

2. A ......... ..... ... ................................ 107

NTHESE ET DISCUSSION .........................................

2.4. SY ...................................................................................... 107UENCE DES FIBR

3. INFL ES VEGETALES SUR LES PROPRIETES DU BAP A L’ETAT FRAIS ................................ 114

EMARCHE ET AJU E LA FORMULATION ............

3.1. D STEMENT D ......................................................................... 114 UVRABILITE D FS FIB

3.2. O ES BAP‐M RES ........................................................................................................... 117

UVRABILITE

3.3. O DES BAP‐MFS FIBRES EN MILIEU CONFINE ........................................................................ 1194. STABILITE DES FIBRES ............... .......................... .....

3. BAP‐MFS .... ......... ...................................................... 120

ONCLUSIONS ............................................................................. ...........

3.5. C ......... ................................................... 121UENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES PROPRIETES DU B L’ETA

4. INFL AP A T DURCI .............................. 122

RESU

4.1. LTATS OBTENUS SUR LES PROPRIETES PHYSIQUES DU BAP FIBRE .................................................. 1224.2. RESULTATS OBTENUS SUR LES PROPRIETES MECANIQUES DU BAP FIBRE .............................................. 1245. BILAN ..................................................................................................................................................................... 127

S CONCLUSION ET PERSPECTIVES ............................................................................................................... 129

EFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES ............................................................................................................ 135 R

ANNEXES NNEXE A : RESULTATS EXPERIMENTAUX : MODELE DE SUSPENSION SOLIDE‐MODELE D’EMPILEMENT

....................................................................................................................................... 146 ACOMPRESSIBLE ..

ICHES TECHNIQUES DES MATERIAUX UTILISES ................................................................. 164 ANNEXE B : F

ATS EXPERIMENTAUX RHEOLOGIE DE LA PATE NON RENFORCEE .................. 170 ANNEXE C : RESULT DE LA

ESULTATS EXPERIMENTAUX DE LA RHEOLOGIE DE LA PATE RENFORCEE ......................... 174 ANNEXE D : R

NNEXE E : RESULTATS MECANIQUES DU BAP ...................................................................................... 179 A

Liste des notations n : Nombre de classes granulaires du mélange m : Nombre de matériaux Ct : Compacité théorique de mélange h

Cs : Compacité expérimentale du sable C villon

g

: Compacité virtuelle du mélange umée dominante

: Compacité expérimentale du graγγi : Compacité virtuelle du mélange si la classe i est présK : Indice de compaction pour le mélange y : Proportion volumique de la classe i dans le mélange βi

: compacité propre virtuelle d’une poudre donnée testée sans superplastifiant. 0

βi : compacité propre virtuelle d’une classe granulaire (i) prise individuellement. saturation du ciment en superplastifiant. β* : compacité propre virtuell

C : compacité réelle d’un méle d’une poudre à ange granulaire.

Ci : compacité intermédiaCex : compacité expérimen

ire tale. p

Cx : compacité maximale C thχ : rapport volumique eau / ciment qui conduit à un étalement nul d’une pâte. y sse granulaire (i) par rapport au volume solide total.

: capacité thermique totale d’un calorimètre. p

i : proportion volumique de la claφ : concentration solide du béton φ le béton. g : volume réel des granulats dans φf : volume des fines dans le béton. φ*i : volume maximal disponible pour la classe granulaire i étant donné la présence des autres

classes. φ max

φ : volume solide partiel occupé par la classe i dans un vo

: volume solide maximal des granulats lume solide total. i

nulaire. K : indice de compaction d’un empilement de granulats.

serrage final d’un empilement graode de mesure de la compacité.

Ki : contribution de la classe i des granulats au mK : Indice de serrage caractéristique à une méth

Ks : contribution à l’indice de serrage du sable. compaction partiels des poudres. Kp : indices

G : gravill deon

S : sable. G/S : rapport gravillons / sable. γ iγ virtuelle d’un méla relatif d’une pâte.

: compacité virtuelle du mélange si la classe i est présumée dominante. nge granulaire obtenue avec un maximum de serrage : compacité

Гp : étalementd : diamètre d aire.

laire correspondant à 50 % de passants cumulés di : iamètre moyen d’une classe granul

d’une classe granual des gros grains

dmi : diamètre médianDmax : diamètre maximDmoy : diamètre moyen

D : diamètre de base du cône. δ0

: coefficient de déperdition thermique total. esures simulées et expérimentales.

Δ arts de m Blaine. : valeur absolue des écS : surface spécifique de

ent b

tv : temps d’écoulemE : eau totale.

tot

E ff : eau efficaceSL e

: étalement Γ : Etalement relatif E C : rapport Eau/CimenEe : rapport Eau efficacη

/ t /L e/Liant ff

p : viscosité plastique η0 : viscosité apparente d’un liquide suspendant. ηfη : viscosité relative des granulats im

(%)

: viscosité de la pâte remplie des granulats fins mergés dans une pâte. g

π : indice de stabilité au tamisLéq : liant équivalent

3Mv : masse volumique (kg/m ) M : couple seuil

0

Mi : masse des granulats de la classe i QAB : caisson quasi‐adiabatique pour béton.

nt à l’instant t (J/g) Q (t) : quantité de chaleur dégagée à l’hydratation du cimeQ ini (J/g) inf : quantité de chaleur dégagée à un temps infα t) ( : degré d’hydratation du ciment à l’instant t α ) à un temps infini. (∞ : degré d’hydratation du ciment α

t c : degré d’hydratation critique,

θ : échauffement d’une éprouvette à l’instant/K.mol). R : constante des gaz parfaits (8,31 J

Rc : résistance à la compression. R 8j jours

c : résistance mécanique à 28 ρ

2

: masse volumique (kg/m3) d’une poudre. ρ volumique

p : masse SP : superplastifiant t : temps T : température (en Kelvin) e 0

t0 : instant juste après la gâchéT5T

0 : temps à 500 mm d’étalement : température de référence

τ (Pa) 0

0 : contrainte seuil de cisaillementτ : contrainte de cisaillement (Pa)

t au V‐Funnel tF : temps d’écoulemenVP : volume de la pâte VF : volume d’addition

Liste des figures

IGURE I AISON ENTRE LA COMPOSITION TYPE D'UN BETON ORDINAIRE VIF ‐1 : COMPAR BRE (BO) ET LLE D ON AUTOPLAÇANT (BAP) [TUR 04]. ............................................................................................ 5 CE 'UN BET

FIGURE I‐2 : MODELE DU COMPORTEMENT RHEOLOGIQUE D’UN BETON AUTOPLAÇANT [WUS 05] ............. 11 IGURE ORRELATION ENTRE LA VISCOSITE ET LA MESURE DU TEMPS D’ECOF I‐3 : C ULEMENT AU V‐FUNNEL TS03 ……………………………………………………………………………………………[U ]……… …………………..14 IGURE 1‐4: CORRELATION ENTRE LE SLUMP FLOW ET LE SEUIL DE CISAILLEMENT [ESP 07]..................... 15 IGURE ACTION DES SUPERPLASTIFIANTS ‐ DEFLOCULATION DES GRAINS DE CIMENT ............................ 1 FF I‐5: 2 IGURE I‐6: INFLUENCE DE LA QUANTITE DE SUPERPLASTIFIANT SUR L’ETALEMENT ET LA VISCOSITE D’UN TON [ ET MAT 03] .......................................................................................................................................... 21

FBE SHI IGURE I‐7: INFLUENCE DE LA FINESSE D’UN FILLER SUR LE COMPORTEMENT RHEOLOGIQUE D’UN BETON IL 01 . .................................................

F[B ] ....... ... ........................................................................................................... 23

IGURE NALYSE GRANULOMETRIQUE. ... F II‐1 : A ...................................................................................................... 32

IGURE BSERVATIONS MICROSCOPIQUES .................................. F II‐2: O ................................................................... 33

IGURE URBE GRANULOMETRIQUE DE ILLERS CALCAIRES ........................ F II‐3: CO S F ........................................... 33

IGURE UELQUES IMAGES D F II‐4 : Q ES FIBRES ‐ OBSERVATIONS MICROSCOPIQUES ........................................... 35

IGURE SSAI DE MINI CON ......... F II‐5 : E E . ................................................................................................................. 36

IGURE NE DE F II‐6 : ESSAI DE CO MARSH ................................................................................................................. 37

IGURE IGUILLE VICAT ................................................................................................. ..................... F II‐7 : A .. ....... 37

IGURE SSAI D ETALEMENT AU CONE D’ABRAMS ET PRINCIPE DE LA MESURE DE L’ETALEM F II‐8 : E ’ ENT ....... 38

IGURE I D'ENT F II‐9 : ESSA ONNOIR UTILISE POUR MESURER LE TEMPS D'ECOULEMENT DU BETON ............... 39

IGURE A E J‐RING .............................................. F II‐10 : ESSAI D ............................................................................ 39

IGURE B ESURE D’ETALEMENT EN MILIEU CONFIN F II‐10 : M E (H=HINT‐HEXT) ................................................. 40

IGURE II‐11 : A PAREIL ET DIMENSIONS DE LA BOITE EN L (L‐BOX) .......................................................... 40 F A P IGURE II‐11B : REMPLISSAGE DU BETON DANS LA PARTIE VERTICALE DE L‐BOX ET ECOULEMENT DU

ERTURE DE LA TRAPPE .................. ... .....FBETON APRES L’OUV ..... ....... ....................................................................... 41

IGURE MESURE DU TAUX DE REMPLISSAGE (H / H ≈ 8F II‐11C : 2 1 0%) ........................................................... 41

IGURE II‐12 : TAMIS DE 5MM + FOND ‐ MESURE DE LA LAITANCE ................................................................... 42 F

F II‐13 : D MESURE DE LA CHALEUR D’HYDRATATION ................... 44

IGURE APPAREILLAGE DE LA PERMEABILITE .................................

IGURE ISPOSITIF EXPERIMENTAL POUR LA F II‐14 : .......................................................... 46

IGURE HEMA EXPLICATIF DE LA M F II‐15 : SC ESURE DE LA SEGREGATION .......................................................... 47

IGURE ACHINE DE COMPRESSION « SCH CK » F II‐16 : M EN ............................................................................... 49

IGURE PPAREILLAGE POUR LE MODULE D'YOUNG .......................................... F II‐17 : A ...................................... 49

IGURE OURBE REPRESENTANT L F II‐18: C A COMPACITE CALCULEE PAR LE LOGICIEL RENE‐LCPC ............. 56

IGURE : ENSIONS DU MINI CONE ........................................................ .. ............................................ 62 F III‐1 DIM ... ..... IGURE III‐2A: EVOLUTION DE L’ETALEMENT RELATIVE EN FONCTION DE VE/VP POUR LA PATE DES FILLERS

…………………………………………………………………… …F …….……… … …………………………………62

ERS 63 FIGURE III‐2B: EVOLUTION DE L’ETALEMENT RELATIVE EN FONCTION DE VE/VP POUR CIMENT+ FILL Figure III‐3: Relation entre le coefficient de déformation des pâtes et la surface spécifique de AINE N DE VOLUME .................................................................................BL PAR U ITE ................................................. 65

FIGURE III‐4A: RESULTATS DE CONE DE MARSH OBTENUS SUR LA PATE PURE ................................................ 66

M . .............................................. FIGURE III‐4B: RESULTATS DE CONE DE ARSH OBTENUS SUR LA PATE MIXTE 67

IGURE A VOLUTION D’ETALEMENT DE LA PATE MIXTE EN FONCTION DE SP ............... F III‐5 : E ......................... 68

IGURE VOLUTION DU TEMPS D’ECOULEMENT DE LA PATE MIXTE EN FONCTION DE SP ................... 70 F III‐5B: E IGURE III‐6: EVOLUTION DE LA DISTANCE ENTRE L’AIGUILLE ET LA PLAQUE EN FONCTION DE LA QUANTITE ’EAU… .. . ..................................................................................................................................FD .. ....... . ... ....................... 71

IGURE A VOLUTION DE DEBUT DE PRISE EN FONCTION /L POUR CHAQUE FILL F III‐7 : E DE E ER ...................... 72

IGURE B VOLUTION DE IN DE ISE EN F TIO F III‐7 : E F PR ONC N DE E/L POUR CHAQUE FILLER ............................ 73

IGURE A ESULTATS DE S UMP F OW ET L‐B X “BAP_MFS’’ F III‐8 : R L L O .............................................................. 77

IGURE B ESULTATS DE LUMP LOW ET OX F III‐8 : R S F L‐B “BAP_MFO’’ ............................................................. 77

IGURE : ESULTATS DE LUMP LOW ET L‐BOX “BAP_LFE’’ .................................................... F III‐8C R S F ........... 78

IGURE OLUTION DE SLUMP FLOW EN FONCTION DU TEMPS ...... F III‐9 : EV ........................................................ 79

IGURE ESSAI DE JRING POUR MESURER LE RISQUE DE BLOCAGE ............................ F III‐10A : ............................ 79

IGURE III‐10B : RESULTATS DE J‐RING EN FONCTION DU DOSAGE DE SUPERPLASTIFIANT ............................ 80 F

FIGURE III‐11 : CORRELATION ENTRE L’ETALEMENT ‘SLUMP FLOW ‘ ET L’ECOULEMENT DANS MILIEU ………… ...........................................................................................................................CONFINE ’J‐RING’ ............... 81

IGURE ) ESSAI D’ETALEMENT AU CONE D’ABRAMS ET (B) DIMENSIONS DU V‐FUN ...... F III‐12 : (A NEL ......... 81

IGURE IMENSIONS DE LA TABLETTE D’ETALEMENT INDIQUANT L F III‐13 : D ’ETALEMENT DE 500MM ......... 82

IGURE VOLUTION DE LA LAITANCE EN FONCTION F III‐14 : E DU DOSAGE DU’’SP’’............................................ 83

IGURE OURBE D’ABSORPTION D’EAU DES TROIS BAP .............................. F III‐15 : C ........................................... 86

IGURE LUTION DE LA PERMEABILITE EN FONCTION DE LA POROSITE F III‐16 : EVO .......................................... 87

IGURE BSERVATION DE LA CARBONATATION DES TR F III‐17A : O OIS TYPES DE BAP ...................................... 88

IGURE B UIVI DE LA MASSE EN FONCTION DE L’AGE DU BAP .. .......................... ................ F III‐17 : S .. ......... ....... 88

IGURE : AUTEUR DE LA CARBONATATION EN FONCTION DE L’AGE F III‐17C H DES TROIS BAP TEMOINS ...... 88

IGURE VOLUTION DE LA RESISTANCE A LA COMPRESSION SIMPLE .................................................... 91 F III‐18 : E IGURE III‐19: EVOLUTION DU MODULE D’ELASTICITE EN FONCTION DE LA RESISTANCE A LA COMPRESSION MPLE. ............................................................................................................... .

FSI . .................... ...... ............................... 92

IGURE I LUTION DE LA TEMPERATURE DES TROIS FILLERS A 14 JOURS (T =19°C) ................ 93 F II‐20A : EVO A

IGURE III‐20B : EVOLUTION DE LA CHALEUR D’HYDRATATION ‘Q’ DES TROIS FILLERS A 14 JOURS =19 . ........................................ ........................................................................

F(TA °C) ....... ... . ....................................... 93

IGURE VOLUTION DU DEGRE D HYDRATATION DES TROIS BAP A 7 JOURS ........ ............. . F III‐21 : E ’ .. ......... ..... 95

ON DE L’AGE DU BAP ..... 95 FIGURE III‐22 : EVOLUTION DU DEGRE D’HYDRATATION MECANQIUE EN FONCTI Figure III‐23 : Corrélation entre la résistance à la compression et le degré

’HYDRA ON MECANQIUE ET THERMIQUED TATI ......................................................................................................... 96

IGURE DIFFERENTS TYPES DE FIBRES...................................... F IV‐1: ..................................................................... 99

A ........... 106 FIGURE IV‐2: MASSE D’EAU ABSORBEE SATURATION DES FIBRES ....................................................... Figure IV‐3 : Evolution du rapport Eeff/L en fonction de l’étalement relatif pour différents

........... 107 DOSAGES DE LA FIBRE ‘FBA’ ........................................................................................................................ Figure IV‐4 : Evolution du rapport Etot/L en fonction de l’étalement relatif pour différents

OSAGES DE LA FIBRE ‘FBA’ ................................................................................................................................... 108 D

Figure IV‐5 : Evolution du rapport Veff/VL en fonction de l’étalement relatif pour différents

DOSAGES DE LA FIBRE ‘FBA’ ................................................................................................................................... 109

Figure IV‐6A : Evolution du rapport Vtot/VL en fonction de l’étalement relatif pour différents

F RE ‘FBA’ ................................................................................................................................... 10 DOSAGES DE LA IB 1

IGURE IV‐6B : EVOLUTION DE COMPACITE EN FONCTION DU DOSAGE DE FIBRE (EN FONCTION DE L’EAU .. .............................................. ....................................................................................................... 111

FEFFICACE) ....... ... . IGURE IV‐7 : EVOLUTION DU TEMPS D’ECOULEMENT EN FONCTION DU DOSAGE EN EEFF/L POUR

OSAGES DE FIBRE..................................................................................................... ..........FDIFFERENTS D ... ............ 112

IGURE OLUTION DE LA FLUIDITE DE LA PATE RE ORCEE O F IV‐8: EV NF P UR UN DOSAGE DE E/L FIXE ........... 113

IGURE LEMENT EN FONCTION DU DOSAGE EN SP PO F IV‐9: ETA UR FBA ......................................................... 117

IGURE OLUTION DE S P EN FONCTION DU TEMPS ....................... F IV‐10: EV LUM ............................................... 118

IGURE ESULTATS DE OX POUR DIFFERENTS DOSAGES DE FIBRE F IV‐11 : R L‐B .............................................. 119

IGURE ESULTATS DE J‐RING POUR DIFFERENTS DOSAGES DE FIBRE ............................. F IV‐12 : R ................. 120

IGURE DU DOSAGE EN SUPERPLASTIFIANT ................. 120 F IV‐13: EVOLUTION DE LA LAITANCE EN FONCTION IGURE IV‐14 : EVOLUTION DE LA PERMEABILITE DU BAP EN FONCTION DE LA POROSITE POUR DIFFERENTS

S DSAGES DE FIBRE ........................................................................FPOUR DIFFERENT .............................................. 123

IGURE SERVATION DE LA SEGREGATION DES BAP TEMOINS FIBRES ............ ............. F IV‐15 : OB . ................... 123

IGURE VOLUTION DE LA RESISTANCE DE COMPRESSION EN FONC ION DE F IV‐16 : E T L’AGE DU BAP ......... 124

IGURE EVOLUTIOIN DU MODULE D’ELASTICITE EN FONCTION DE L’AG F IV‐17 : E DU BAP .......................... 125

IGURE I LQUES OBSERVATIONS AU MEB :BAP FIBRE ET NON FIBRE .............................................. 126 F V‐18 : QUE FIGURE IV‐19 : RELATION ENTRE LA RESISTANCE A LA COMPRESSION ET LE MODULE D’ELASTICITE OMPARANT LE BAP FIBRE ET NON FIBRE ............................................................................................................ 126 C

Liste des tableaux ABLEAU I‐1 : CLASSIFICATION DES BAP [AFGC 08] T ................................................................................. 7 ABLEAU ECIFICITES LES PLUS COT I‐2: SP URANTES D’UN BAP A L’ETAT FRAIS [EFN 05] ................................. 9

ABLEAU ODELES RHEOLOGIQUES ................................................................................... T I‐3: M ............................. 12

ABLEAU ARAMETRES RHEOLOGIQUES DE LA PATE DE CIMENT, MORTIER ET T I‐4: P BETON ............................ 13

ABLEAU AHIER DES CHARGES DES CARACTERISTIQUES RHEOLOGIQUES DE A [ T I‐5: C S B P BET 05] ............. 18

ABLEAU XEMPLES DE DIFFE T C M NS UT T I‐6: E REN ES O POSITIO ILISEES AU JAPON (KG/M3) ........................... 25

ABLEAU ONSTITUANTS DU BAP (KG/M3) , [SU ET AL. 01] ........... ............ .. ..... T I‐7: C ... ...... .. ........................... 28

ABLEAU EMPLES DE DIFFERENTES COMPOSITIONS U T I‐8: EX TILISEES EN FRANCE (KG/M3) ......................... 28

ABLEAU OMPOSITION CHIMIQUE DU CIMENT UTILISE ........................................... T II‐1: C ................................... 31

ABLEAU ARACTERISTIQUES PHYSIQUES ET M T II‐2: C ECANIQUES DU CIMENT EMPLOYE .................................. 31

ABLEAU ARACTERISTIQUES DES GRA ULATS ............... ........... T II‐3: C N .... .............................................................. 32

ABLEAU ARACTERISTIQUES PHYSICO CHIMIQUES DES ILLERS .. T II‐4: C ‐ F ........................................................... 34

ABLEAU C RACTERIST UES PHYSICO‐ IMIQ T II‐5: A IQ CH UES DU CIMFLUID 2002 ................................................ 35

ABLEAU PHYSIQUES DES FIBRES ........................................... ...... T II‐6 : PROPRIETES . ......................................... 35

ABLEAU ECAPITULATIF DES DIFFERENTS ESSAIS DE QUAL T II‐7 : R IFICATION D’UN BAP ................................ 43

ABLEAU ERIFICATION DE L’HOMOGENEITE EN PLACE DU B T II‐8 : V AP ............................................................. 48

ABLEAU R PRIETES PHYSIQUES DES GRANULATS U LISES ................................ T II‐9: P O TI .................................... 51

ABLEAU : OMPACITE EXPERIMENTALE DU SABLE (AVEC ET SANS VIBRATION) ...... T II‐10 C ............................ 52

ABLEAU NTALE DU GRAVILLON (AVEC ET SA T II‐11: COMPACITE EXPERIME NS VIBRATION) .......................... 53

ABLEAU ECAPITULATIF DE LA COMPACITE DU MELANGE BINAIRE T II‐12: R (MEC) ........................................ 54

ABLEAU II‐13: RECAPITULATIF DE LA COMPACITE DU MELANGE BINAIRE (MSS) ......................................... 54 T

ABLEAU II‐14: RECAPITULATIF DES RESULTATS DU RAPPORTTSG . ................................................................... 56

T II‐15 CO .................................................................................. 59

ABLEAU A ESULTATS OBTENUS SUR LA PATE PURE .

ABLEAU : MPOSITION DU BAP UTILISEE ............... T III‐1 : R ................................................................................ 63

ABLEAU B ESULTATS OBTENUS SUR LA PA XTE T III‐1 : R TE MI ................................................................................ 64

ABLEAU A VALEURS EXPERIMENTALES DE [BRO 05] ........................ T III‐2 : ...................................................... 65

ABLEAU B VALEURS EXPERIMENTA RAVAIL ........... .......... ......... ....... T III‐2 : LES OBTENUES DANS CE T .... ... ... ...... 65

ABLEAU A DOSAGES MINIMAUX DE OBTENUS PAR L ESSAI DE CONE DE ARSH PATE PURE) T III‐3 : E/L ’ M ( .... 66

ABLEAU : DOSAGES MINIMAUX DE T III‐3B E/L OBTENUS PAR L’ESSAI DE CONE DE MARSH (PATE MIXTE).. 67

ABLEAU : DOSAGE MINIMAL EN EAU ........................................................................ T III‐4 ...................................... 67

ABLEAU A OINTS DE SATURATION DE OBTENUS SUR PATE AU MINI CONE ........ T III‐5 : P SP ............................. 69

ABLEAU B: POINTS DE SATURATION DE SP OBTENUS SUR T III‐5 PATE AU CONE DE MARSH ............................ 69 ABLEAU D SAGE A SATURATION EN UPERPLASTIFIANT (%T III‐6 : O ) .................................................................. 70

ABLEAU : SULTATS DE LA COMPACI E DE

T III‐7 RE T CHAQUE PATE ...................................................................... 72

ABLEAU A ESULTATS DE L ESSAI DE VICAT ................................. T III‐8 : R ’ .............................................................. 73

ABLEAU III ESULTATS DE L’INFLUENCE DE SUPERPLASTIFIANT ............................................................. 74 T ‐8B: R ABLEAU III‐9 : DOSAGE A SATURATION EN SUPERPLASTIFIANT (%) POUR LES BAP MOINS ..………………… ........................................................................................................................................... 75

TTE ABLEAU III‐10 : RESULTATS DRECAPITULATIFS DES DIFFERENTS ESSAIS DE CARACTERISATION DES P…….. ..............................................................................................................................................

TBA ............... .......... 76

ABLEAU I E LTATS RESULTATS DE LA VISCOSITE MESUREE POUR LES TROIS BAP TEMOINS…… T II‐11 : R SU .. 82 ABLEAU III‐12 : RESULTATS COMPARATIFS DU COMPORTEMENT RHEOLOGIQUE DES TROIS BAP MOINS… ........................................................................................

TTE ............ .................................................... ……….85

ABLEAU MPOSITION ET DOSAGE DES TROIS BAP TEM T III‐13 : CO OINS… ............................................... ……….85

ABLEAU SULTATS DE LA POROSITE POUR LES TR AP ........ T III‐14 : RE OIS B ....................................................... 86

ABLEAU ESURE DE LA SEGREGATION DES TROIS BAP TEM ............... T III‐15 : M OINS ....................................... 89

ABLEAU I ERIFICATION DE L’HOMOGENEITE EN PLACE DES BAP TEMOINS ...................................... 89 T II‐16 : V TABLEAU III‐17 : PARAMETRES MATERIELS OBTENUS EN UTILISANT LA REGRESSION LINEAIRE DE L’EVOLUTION DE LA RESISTANCE A LA COMPRESSION ............................................................................................. 91

T IV‐1 : R ................................................................... 101

ABLEAU OMPARATIF DES COUTS DE

ABLEAU ECAPITULATIF DES PROPRIETES DES FIBRES ..... T IV‐2 : C S FIBRES VEGETALES .................................................................. 103

ABLEAU RINCIPALES APPLICATIONS .............................................................. T IV‐3 : P ....................................... 104

ABLEAU ROPRIETES PHYSIQUES DES FIBRES ...................................... T IV‐4 : P ................................................. 105

ABLEAU ESULTATS DE LA MASSE D’EAU A SATURATION DE T IV‐5 : R S FIBRES ................................................ 107

ABLEAU OSAGE DES QUATRE FIBRES EN VOLUME DE LIANT ................................... T IV‐6: D ............................ 108

ABLEAU SULTATS DES DOSAGES OPTIMAUX EN EAU POUR LA PATE DES FIBRES T IV‐7: RE ............................ 109

ABLEAU ESURE DE Β ET Α EN FONCTION DE L’EAU EFFICACE ............... . T IV‐8:M P P .. ....................................... 111

ABLEAU OSAGES MINIMAUX EN EAU (E /L) POUR LA PATE FIBREE . ....................................... 113 T IV‐9: D EFF MIN

ABLEAU IV‐10: TABLEAU RECAPITULATIF DES DIFFERENTS ESSAIS DE CARACTERISATION DES BAP FIBRES R LA FIB ................................................................

TPA RE A ........ .................................................................................. 116

ABLEAU OSAGES MINIMAUX EN DE BAP FIBRES ........................................................ ... T IV‐11: D .. .................... 117

ABLEAU ESULTATS DE LA VISCOSITE ‘μ ’ E ONTRAINTE DE CISAIL T IV‐12: R P T LA C LEMENT ‘τ0’ ................. 118

ABLEAU RIETES D P TEMOINS RENFORCES ....................... T IV‐13: COMPOSITION ET PROP ES BA .................. 121

ABLEAU IV‐14: RESULTATS DE LA POROSITE DU BAP POUR DIFFERENTS DOSAGES DE FIBRE ................. 122 T

Chapitre I : CONCEPT ET FORMULATION DES BAP

1

INTRODUCTION GENERALE

L’idée du développement d’un béton très fluide qui ne nécessite pas lors de sa fabrication la mise

en place des systèmes de vibration a été lancée en premier lieu par des chercheurs de

l’université de Tokyo vers 1980. Leur objectif était de supprimer les opérations coûteuses liées à

la vibration, et le ressuage afin d’accroître la productivité du chantier. Ces bétons sont connus

sous la dénomination « BAP » comme Bétons Auto‐Plaçants ou « SCC » comme Self Compacting

Concrete. Depuis, les grands groupes industriels japonais (Taisei, Kajima, Obayashi, etc.) ont

commercialisé les BAP vu les intérêts technico‐économiques qu’ils présentent :

n l n n en chantier. Une diminution du temps du person el ors de la mise e place du béto

Obtention d’une meilleure qualité du béton, in situ, pratiquement indépendante du savoir‐faire des ouvriers durant la réalisation.

Les BAP présentent d’autres avantages qui sont à l’origine de leur développement croissant :

Offre de garantie de résultats en matière de qualité de parement brut. Cet avantage est difficile à évaluer économiquement. Il faut, toutefois, noter qu’il évite tous les travaux et toutes les dépenses liées aux reprises et aux ragréages, ce qui n’est pas négligeable.

Possibilité de réaliser des structures des formes hypercomplexes. Les architectes et les maîtres d'ouvrage sont très friands de ce genre de nouveautés qui leur offre des possibilités de créativité extraordinaires.

Bonne pompabilité permettant le transport sur de plus longues distances, mais aussi et surtout l’injection du béton dans le coffrage, ce qui va dans le sens d’une amélioration de la qualité des parements. L’injection du béton par pompage au pied des coffrages a pour conséquence de chasser l’air vers le haut, supprimant ainsi quasiment les risques de bullage sur les parements. En le mettant en œuvre de cette façon, on supprime un des problèmes inhérents à ce type de béton, évoqué précédemment.

Réduction importante des nuisances sonores sur le chantier du fait de l’absence de vibration. En éliminant l’opération de vibration, on libère du temps de grue.

Certains facteurs peuvent constituer un frein quant à une grande diffusion des BAP :

Le BAP exerce une poussée sur les coffrages plus importante qu’un béton classique. Les coffrages doivent être dimensionnés et conçus pour résister à ces contraintes mécaniques aux quelles s’ajoutent des conditions d’étanchéités structurales. Ceci entraîne un coût supplémentaire d’équipement. En plus, l’utilisation des BAP implique un choix rigoureux du type d’huiles ou de cires de décoffrage afin de limiter les risques de défaut de parement.


2

Le BAP exige l’utilisation des adjuvants, des fines et un dosage en ciment plus élevé. Il coûte donc plus cher qu’un béton courant à résistance mécanique équivalente.

Le BAP est de formulation critique. Cela signifie qu’il perd sa qualification de BAP à la moindre variation du dosage des différents constituants. Il doit donc faire l’objet d’un contrôle permanent à la production.

Le faible ressuage des bétons autoplaçants les rend plus vulnérables vis à vis des effets du retrait plastique.

Les premières études effectuées sur les BAP visaient essentiellement à mettre au point des

formulations qui répondent à des exigences de fluidité. De nombreux travaux ont été consacrés à

l’étude des formulations appropriées aux BAP. Les compositions tirées de la littérature [SED 99],

[SON 03(b)], [XIE 01], [BOU 00] et [BOS 03] soulignent que les BAP contiennent un volume de

fines plus important que les bétons classiques et incorporent des adjuvants tels que le

superplaslifiant et éventuellement un agent de viscosité. Le volume de pâte (ciment + eau +

adjuvants + fines + éventuellement les sables fins) dans les BAP est plus élevé que dans les

bétons classiques typiquement entre 330 et 400 l/m³ et la taille maximale des granulats est

limitée à 20 millimètres [AFGC 00(a), AFGC 08(c)]. Cependant on retrouve dans la littérature des

BAP contenant des granulats de Dmax=25 mm [KHA 98(b)].

Malgré le nombre de travaux importants qu’on dénombre dans la littérature sur les BAP :

méthodes de formulation, durabilité et caractérisation mécanique, des verrous technologiques

méritent d’être levés :

Recherche d’une méthode de formulation peu coûteuse mais conduisant à des BAP Hautes Performances.

Quelle serait l’influence de la finesse des fillers calcaires sur la rhéologie des BAP et sur ses caractéristiques au jeune âge ? Est‐ce que les additions fillers peuvent être ajoutées en substitution au ciment tout en gardant les exigences mécaniques et de durabilité ? Est‐il nécessaire de rajouter un agent de viscosité ?

La valorisation des déchets de carton se présentant sous forme de fibres courtes dans les BAP conduit‐elle à des solutions viables en termes de mise en œuvre, de résistances mécaniques et de durabilité ?

Les objectifs de ce travail sont d’amener des réponses à ces questions. Le mémoire est composé

de quatre chapitres :

Le premier chapitre est un état de l’art sur les travaux réalisés sur les BAP en termes de

formulation, de rhéologie, de propriétés mécaniques et de durabilité.

Le deuxième chapitre présente les méthodes expérimentales ainsi que les matériaux utilisés.

La méthode de formulation adoptée a été détaillée pour un BAP de classe d’exposition XF2 et


3

e à undevant répondr e classe de consistance de type 265moyenD cm±= . L’optimisation du dosage

des granulats ( )G S+ . Le modèle de l’empilement compressible a été utilisé pour trouvé le

rapport GS. Les dosages en masse de chaque granulat sont basés sur la définition d’un facteur de

compactage (Packing factor PF) qui représente le rapport entre la masse volumique apparente

de l’empilement granulaire compacté par vibration et la masse volumique du squelette à l’état

empilé sans compactage.

Le troisième chapitre est consacré en partie à la détermination du dosage minimal en eau et du

dosage de saturation en superplastifiant basée sur des essais effectués sur la pâte : aiguille de

Vicat, mini cône et cône de Marsh. L’influence de la finesse des fillers sur la demande en eau, en

ia o a h superplastif nt et sur la rhéol gie des pâtes été appré endée.

Vingt deux compositions de BAP ont été fabriquées et une compagne expérimentale a été

réalisée pour définir la composition des BAP témoins (Slump Flow, L‐Box, J‐Ring et Stabilité au

tamis). Leurs caractéristiques physiques et mécaniques, ont été étudiées au regard de la finesse

des calcaires en termes de maintien d’ouvrabilité de robustesse de formulation, de résistances et

de durabilité.

Le quatrième chapitre est une réflexion sur les apports et les inconvénients de l’introduction

dans un BAP témoin des fibres végétales issues de la voie du recyclage. Quatre types de fibres

végétales ont été sélectionnés. Elles se différencient par leurs caractéristiques géométriques et

la teneur de cellulose qu’elles contiennent. Cette partie s’articule autour de deux points

essentiels : l’étude de la rhéologie de la pâte renforcée par ces fibres et l’étude des propriétés

mécaniques des BAP fibrés. Les BAP fibrés doivent répo dre aux exigences suivantes : classe

d’exposition XF2 et classe de consistance de type 265moyenD cm±= . On montre que ces fibres sont

fortement hydrophobes ; le dosage en eau qui en découle est élevée et conduit à des BAP à

aibles résistances mécaniques.

n

f

1er Chapitre:

CONCEPT ET FORMULATION DES

BETONS AUTOPLACANTS


Les BAP se distinguent des bétons ordinaires principalement par un dosage en éléments fins

plus important (Figure I‐1), par une grande fluidité garantissant une mise en place aisée, par un

volume en gravillons plus faible et par leur capacité de moulage, d’enrobage et de compaction

ous le seul effet de la gravité. s

Figure I1 : Comparaison entre la composition type d'un béton ordinaire vibré (BO) et celle

d'un béton autoplaçant (BAP) [TUR 04].

Les BAP sont classés en trois catégories suivant leur domaine d’utilisation. Le classement

s’effectue suivant la valeur de l’intervalle d’écoulement noté « I » qui désigne le plus petit espace

à travers lequel le béton doit s’écouler pour remplir correctement l’élément à bétonner, le type

d’application (horizontale ou verticale) et l’épaisseur (dans le cas d’application horizontale).

Cette classification selon l’AFGC [AFGC 08(c)] est résumée dans le Tableau I‐1.

5


7

Tableau I1 : Class 08(c)]. ification des BAP [AFGC

n hoApplicatio rizontale Application

rtve icale Epaisseur ≤ m300m Epaisseur>300mm

Longueur

maximale de

che i nt m neme

< à 5m Entre 5m

et 10m

< à 5m Entre 5m

et 10m

< à 5m Entre 5m

et 10m

Intervalle

d’écoulement

I 100 ≥ (1) (2) a (2) b (2) a (2) b

80 00 ≤ I < 1 (2) a (2) b (2) a (2) b (2) a (2) b

I < 80 (3)a (3)b (3)a (3)b (3)a (3)b

Trois catégories se dégagent :

• La catégorie (1) correspond aux BAP utilisés pour des applications horizontales de faible épaisseur (inférieure ou égale à 300mm) et ayant un intervalle d’écoulement supérieur 100mm (anciennement appelés BAN ‐ Bétons AutoNivelants).

• La catégorie (2) couvre principalement les BAP ayant un intervalle d’écoulement compris entre 80 et 100mm utilisés pour des applications horizontales de forte épaisseur (supérieur à 300mm) ou pour des applications verticales courantes. L’intervalle d’écoulement I est supérieur ou égale à 80mm.

• La catégorie (3) concerne les BAP utilisés pour la réalisation d’ouvrages fortement ferraillés voire exigus et pour lesquels l’intervalle d’écoulement I est inférieur à 80mm.

Pour une application, épaisseur et intervalle d’écoulement donnés, on distingue des sous‐classes

(2a, 2b et 3a, 3b) fonction de la longueur maximale de cheminement horizontal du BAP dans le

coffrage.

De façon pratique, un BAP est caractérisé à l’état frais à travers des essais de référence qui sont

des essais empiriques de chantier:

• Essai d’étalement : C’est l’essai au cône d’Abrams qui permet de donner une indication sur la mobilité du béton en milieu non confiné. A travers cet essai, on accède à l’étalement désigné par « SF » (Slump Flow). Cet étalement est le diamètre de la galette obtenue suite au soulèvement du cône d’Abrams après un temps suffisamment long. L’étalement est relié à la contrainte seuil d’écoulement du béton, contrainte minimale en dessous de laquelle le béton ne s’écoule pas. Les valeurs cibles d’étalement préconisées pour un BAP (NF EN 206‐1) se situent entre 600 et 800mm. Ainsi trois classes d’étalement ont été définies :

o SF1 pour un étalement compris entre 550 et 650 mm, o 0 mm, SF2 pour un étalement compris entre 660 et 75o SF3 (étalement compris entre 760 et 800mm.

Si le BAP de classe d’étalement SF1 est utilisé pour la réalisation d’éléments non ou très


faiblement rmés celui de classe SF3 est dédié aux ouvrages f rtement ferraillés.

L’essai au cône d’Abrams permet, également, d’estimer visuellement le risque de

ségrégation statique du béton par effet de gravité et qui se manifeste par l’accumulation

des gros grains au centre de la galette et par la formation d’une auréole de laitance à ses

extrémités. Cependant, l’obtention d’une galette homogène est nécessaire mais non

suffisante [SED 99] pour avoir un béton ne présentant pas de phénomène de ségrégation

statique. Si l’étalement final est relié à la contrainte seuil d’écoulement, la vitesse de

l’étalement donne une indication sur la viscosité du béton. On mesure généralement le

temps écoulé pour obtenir une galette de diamètre 500mm, grandeur désignée par «

T500 ». Cette dernière caractéristique, viscosité, est plus communément étudiée à travers

l’essai au V‐funnel.

a o

• Essai au Vfunnel : Cet essai permet d’évaluer la mobilité d’un BAP en milieu non confiné [OZA 95]. Il fournit une indication sur la viscosité du béton en mesurant le temps d’écoulement de 12 litres de béton à travers un entonnoir de section carrée. Plus le temps d’écoulement est long moins le béton est fluide et plus il est visqueux. D’après les spécifications deux classes de viscosité ont été définies [EFN 05] :

o VF1 si le temps d’écoulement « t » est inférieur à 8s. Cette classe correspond à T500≤2s.

o VF2 pour un temps d’écoulement compris entre 9 et 25 s. Cette classe correspond à T >2s. 500

• L’essai de la boîte en L « LBox » décrit la mobilité du BAP en milieu confiné ainsi que sa résistance à la ségrégation dynamique. La partie verticale du L est remplie de béton en une seule fois. Après ouverture de la trappe, le béton s’écoule à travers 3 armatures de diamètre Φ=14mm distantes de 39 mm [AFGC 00(a)]. Après écoulement, on mesure la hauteur dans la partie verticale « H1 » et celle dans la partie horizontale « H2 » et on calcule le taux de remplissage final « H2/H1 » qui renseigne sur la capacité du BA à cheminer en milieu confiné. Une valeur de ce rapport supérieure à 0,8 traduit un bon écoulement du BAP en milieu confiné. La viscosité du BAP en milieu confiné peut être appréciée en mesurant le temps

8

ségrégation. Le tableau I‐2 regroupe l’ensemble des valeurs préconisées pour un BAP en se référant aux

principaux essais réalisés sur le béton à l’état frais.

d’écoulement. • L’essai de stabilité au tamis permet de caractériser l’aptitude du BAP à rester

homogène après sa mise en place et jusqu’au début de la prise. Le BAP doit demeurer stable sous l’effet de la gravité et ne doit pas présenter des signes de ressuage. L’essai de stabilité au tamis développé par GTM [AFGC 00(a)] consiste à prélever une quantité de béton frais (4,8 ± 0,2 kg) d’un échantillon de 10 litres mis au repos pendant 15mn, de la déverser sur un tamis de maille 5 mm avec une hauteur de chute de 50 cm et de peser après 2 minutes la laitance qui a traversé le tamis « P laitance ». L’indice de stabilité vis‐à‐vis du risque de ségrégation est le rapport entre la masse de la laitance et la masse réelle de l’échantillon de béton versé sur le tamis « Péchantillon ». Ainsi un pourcentage élevé de l’indice de stabilité, π, exprimé en % est un indicateur d’une faible résistance à la


leau I2 s co tat frais [EFNTab

Essais

: Spécificités les plu

Grandeur spécifique

urantes d’un BAP à l’é

Valeur recommandée

05].

Photos

Etalement ( )SF mm 650 750SF≤ ≤

Etalement 500T 5002 5T≤ ≤

Tamis ( )%π 2 15π≤ ≤

L‐Box ( )2 1 %H H 80≥

V‐Funnel : ( )vt s 8 1vt 2≤ ≤

9


D’autres essais sur les BAP à l’état frais peuvent être conduits : l’essai de la boîte en U qui permet

de caractériser la mobilité du béton en milieu confiné et la facilité de sa mise en place, le J‐Ring

test utilisé pour vérifier la capacité d’un béton à s’écouler à travers des armatures.

Les grandeurs spécifiques mesurées à travers ces essais sont, généralement, reliées au seuil

d’écoulement et à la viscosité des bétons, deux caractéristiques fondamentales permettant la

description du comportement rhéologique des bétons. Ainsi, on associait souvent l’essai

d’étalement au seuil d’écoulement et l’essai V‐Funnel à la viscosité du mélange [DOM 97(b)].

Depuis, de nombreuses études ont montré que la détermination de ces caractéristiques doit,

également, tenir compte de la composition des bétons [WALL 06(b)].

1. CARACTERISTIQUES RHEOLOGIQUES DES BAP

Le développement de rhéomètres dédiés à l’étude de la rhéologie des bétons frais [HU 95], [DE

LAR 00(e)] et [TAT 91(b)] a permis d’identifier le comportement des bétons à l’état frais. Plusieurs

modèles ont été établis (Tableau I‐3) et beaucoup de travaux ont traité de la pertinence et de

l’adaptabilité de ces modèles pour décrire le comportement rhéologique des bétons [ATZ 85(b)].

Il en ressort que le modèle de Herschel‐Bulkley (Eq. I‐1) permet la meilleure description de

l’écoulement des bétons.

(Eq. I‐1) 0

n

Kτ τ γ•⎛ ⎞= + ⎜ ⎟

⎝ ⎠

Où

τ est la contrainte de cisaillement (Pa), oτ le seuil d’écoulement en cisaillement (Pa), le

coefficient de viscosité ou facteur de consistance (Pa.sn), n l’indice de viscosité et

K

tγγ

• ∂=∂

la

vitesse de déformation (s‐1). Si n>1 le béton est dit rhéo‐épaississant, si n<1, il est dit rhéo‐

fluidifiant et si 1n = le fluide est de Bingham.

Les caractéristiques rhéologiques du béton frais , et o K nτ sont accessibles à l’aide des

rhéomètres à bétons [MOUR 03, FER 00(b), BANF 00 ] tels que Rhéomètre plan‐plan BTRhéom

développé par le LCPC [De LAR 96(c)], le CEMAGREF‐IMG à cylindres coaxiaux [HU 95], le

10

viscosimètre à plaque parallèle BML [WALL 90(a)], ….

Sedran [SED 99] a utilisé le rhéomètre BTRhéom pour caractériser l’écoulement des bétons

auto‐nivelants et des BAP. Il a montré que le modèle de Herschel‐Bulkley (Eq. I‐1) permet une

bonne description du comportement rhéologique de ces bétons. Cependant la nécessité

d’identifier trois paramètres, , et o K nτ , rend l’utilisation de ce modèle difficile car elle est

coûteuse en temps et en techniques d’expérience.


En pratique, on considère que le comportement des bétons à l’état frais s’apparente à celui d’un

fluide viscoplastique à seuil et suit le modèle de Bingham (Eq. I‐2).

(Eq. I‐2) 0τ τ η γ •

= +

où oτ le seuil d’écoulement en cisaillement (Pa), η la scosité plastique (Pa.s).

Ce modèle a été diffusé grâce aux travaux de [TAT 91(b)]. Il découle de celui de Herschel‐Bulkley

quand l’indice 1n → . Il est fréquemment utilisé pour modéliser en première approche le

comportement des BAP. Cependant, le modèle de Bingham ne permet pas toujours de modéliser

l’écoulement des BAP [DE LAR 98(d)]. En effet, son utilisation peut conduire à l’obtention de

seuils d’écoulement négatifs. [FER et al. 98(a)] ont, alors, proposé un modèle de Bingham «

modifié » basé sur le modèle de Herschel‐Bulkley mais ne contenant que deux caractéristiques

rhéologiques indépendantes. La valeur du seuil d’écoulement, o

vi

τ , obtenue par extrapolation en

adoptant le modèle de Herschel‐Bulkley est conservée alors que la viscosité plastique est

estimée en adoptant le modèle de Bingham (figue I‐2). L’expression de la viscosité est, alors, en

fonction des autres paramètres du modèle de Herschel‐Bulkley :

(Eq. I‐3) 13

2

n

γ−K

nη =

+

i

C

oupl

e

11

Figure I2: Modèle du comporteme t rhéolo que d’un béton autoplaçant [WUS 05]. Pour les BAP, certains auteurs [FEY 07(a), FEY 08(b)] ont proposé un modèle basé sur celui de

Bingham (Eq. I‐4) permettant de décrire de façon satisfaisante l’écoulement de ces matériaux.

n gi

Nombre de tours


12

(Eq. I‐4) 2

o Cτ τ η γ γ• •

= + × + ×

Tableau I3 : Modèles rhéologiques.

Références Equation

Newonian [HU 95] •

= γητ

Bingham[TAT 76(a)] •

+= γηττ 0

Herschel and Bulkley [ATZ 85(b)] •

+= nK γττ 0

Power equation [ATZ 85(b)]

•

= nAγτ

n=1 écoulement newotonien

n>1 cisaillement épaississant

n<1 cisaillement fluidifiant

Vom Berg [BER 79]

Ostwald‐de‐Waele [TAT 76(a)] )(sinh 10 C

B•

−+=γττ

Eyring [ATZ 85(b)] )(sinh 1

CBa

•

−•

+=γγτ

Robertson‐Stiff [ATZ 85(b)] b

Ca ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

•

γτ

Atzeni [ATZ et al. 83(a)] δβτατγ ++=•

2

Parametres : 0

int

cos

, , , , , , , , tan

contra e de cisaillement

seuil de cisaillementvis ité

vitesse de déformationA a B b C K cons tes

τ

τη

γα β δ

•

=

==

==

Ainsi les deux caractéristiques rhéologiques fondamentales permettant la description de

l’écoulement des BAP sont le seuil d’écoulement en cisaillement oτ (Pa) et la viscosité plastique

η (Pa.s). D’un point de vue physique, oτ est contrôlé par le nombre et la nature des contacts

entre les grains et donc par la compacité du squelette granulaire alors que η est reliée à la

circulation de la phase liquide dans les porosités inter‐grains [DE LAR 00(e)]. Ainsi oτ représente


la contribution de la phase solide et η celle de la phase liquide. Au‐delà du seuil d’écoulement,

oτ , la contrainte appliquée est suffisante pour vaincre les frottements internes des grains solides

et pour entraîner l’écoulement qui se traduit par des mouvements relatifs des grains solides et

par la circulation de la phase liquide dans la porosité inter‐grains.

Le tableau I‐4 résume les plages de valeurs de ces caractéristiques rhéologiques pour les

matériaux cimentaires [BANF 00].

u I4 : tres rhéo s de la nt, du r et du béTablea

M

Paramè

Pâte de

ciment, coulis

logique

Mortier

pâte de cime

Béton fluide

mortie ton.

Béton

ordinaire atériaux

Béton

auto plaçant

Seuil de

cisaillement

(N/m²)

10 ‐100 80‐400 400 50‐200 500‐2000

Viscosité

plastique

(Ns/m²)

0.01‐1 1‐3 20 20‐100 50‐100

Rupture

structurelle Significative Négligeable aucune Aucune aucune

2. CORRELATION ENTRE GRANDEURS SPECIFIQUES EXPERIMENTALES H BAP ET CARACTERISTIQUES R EOLOGIQUES DES

Plusieurs chercheurs se sont intéressés à trouver des corrélations entre les caractéristiques

rhéologiques ( ,o pτ η ) et les grandeurs spécifiques obtenues à travers les essais empiriques les

plus couramment utilisés ( 500 2 1, , , ,...vT SF H H t ). La majorité des auteurs s’accordent sur la

nécessité de recourir à au moins deux essais empiriques différents pour établir des relations

entre grandeurs spécifiques et caractéristiques rhéologiques des bétons [DOM et JIN 99(c)].

Ainsi, il est maintenant admis que la viscosité est corrélée au temps d’écoulement mesuré au V‐

funnel [UTS et al . 03], [EMB 99], [JIN 02] , [PARR 05] et [SCH 06] (figure I‐3 ) alors que le seuil

de cisaillement dépend de l’étalement [DE LAR et al. 98(d)], [JIN 02], [WALL 06 (b)].

13


Figure I3 : Corrélation entre la viscosit ure du temps d’écoulement au V‐funnel é et la mes

[UTS 03]. L’essai au cône d’Abrams est l’un des essais empiriques le plus utilisé. On en tire deux grandeurs

spécifiques : l’étalement SF et le temps écoulé pour obtenir une galette de diamètre 500mm

500T .

Une relation simple semble exister entre le seuil d’écoulement et l’étalement d’un BAP établie

par Kurokawa [KUR 94(a)] citée dans [JIN 02] :

(Eq. I‐5) 81025 3

BAP cône

o

g VSF ρπ τ× ×

= ×× × ×

Où BAPρ est la masse volumique du béton, g l’accélération de la pesanteur et Vcône le volume du

cône d’Abrams.

[COUS 96] a proposé d’exprimer l’étalement en fonction du seuil de cisaillement et de la masse

volumique du BAP « BAPρ » :

(Eq. I‐6) 1 5

279 BAT

oτ⎝ ⎠

Sedran [SED 99] a proposé, suite à un grand nombre d’essais expérimentaux, une autre

expression reliant le seuil de cisaillement à l’étalement :

SF ρ⎛ ⎞= ×⎜ ⎟

(Eq. I‐7)

14

1174808 oBAP

SF τρ

= − ×

Dans ces expressions

oτ est mesuré avec un rhéomètre.


On retient qu’une relation linéaire existe entre l’étalement et le seuil de cisaillement mais que

on.

SF

les paramètres dépendent de la composition du bét

D’autres expressions ont été utilisées pour relier à oτ telles que celle développée par JIN

[JIN 02] (Eq. I‐8).

exp oSF β ταγ

⎛ − ⎞= × ⎜ ⎟

⎝ ⎠ (Eq. I‐8)

Avec , et α

15

β γ des réels p sitifs.

[ESP 07(a)] propose une autre expression permettant de relier à

o

SF oτ en testant 550

formulations de BAP (Figure I‐4) (Eq. 1‐9).

(Eq. I‐9) ( )124.65 1071.82oSF Ln τ= − × +

Figure I4 : Corrélation entre le slump flow et le seuil de cisaillement [ESP 07(a)].

Haddad [HAD 07] a reporté sur un même graphique ses résultats expérimentaux et ceux obtenus

par Sedran et conclut que les paramètres de formulation n’ont pas d’effet sur la relation entre le

seuil de cisaillement et l’étalement et que cette relation est décrite par l’Eq.I‐10.

(Eq. I‐10) 727 1398 o

BAP

SF τρ

= − ×


La deuxième grandeur spécifique obtenue à partir des essais au cône d’Abrams est le temps

écoulé pour obtenir une galette de diamètre 500mm 500T . Certains auteurs [KUR et al. 94(a)] ont

montré que, 500T ne dépend pas uniquement de la viscosité η mais également du seuil de

cisaillement oτ (Eq. I‐11).

16

(Eq. I‐11) 3 3

5002 2

40 10 25 100,0545 1 1BAP TSF SF

η ρ⎛ ⎞ ⎛ ⎞× ×

= × − × − ×⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

Sedran [SED 99] a proposé une nouvelle expression reliant la viscosité plastique aux grandeurs

spécifiques obtenues à partir de l’essai empirique le cône d’Abrams (Eq. I‐12). Cette expression a

été validée à partir d’un grand nombre d’essais empiriques réalisés sur différentes formulations

de BAP caractérisés, également, au BetRheom,

(Eq. I‐12) ( ) 5000,026 2,391000

BAP SFρ Tη = × × − ×

Récemment [ESP 07(a)] a réalisé une campagne d’essais sur 550 formulations de BAP et a établit

une nouvelle équation pour relier η à et o500T τ ( Eq. I‐13)

(Eq. I‐13) 500Tη0,002 oτ

=×

Les différents résultats présentés confirment l’existence de relations entre les grandeurs

spécifiques mesurées à travers les essais empiriques et les caractéristiques rhéologiques des

BAP. Cependant les paramètres de ces modèles varient souvent en changeant la composition du

béton.

3. Relations entre les caractéristiques

rhéologiques et la composition des BAP

Beaucoup de travaux s’accordent sur le fait que les paramètres qui gouvernent l’ouvrabilité d’un

nBAP dépendant forteme t de leur composition [FEY 08(b)],[FER 07(a)],[FER 00(b)] et [WALL 06(b)].

De Larrard [DE LAR 00(e)] s’est intéressé à établir des relations entre composition et propriétés

des bétons notamment les propriétés rhéologiques. Les principaux constats sont les suivants :

• La viscosité plastique est contrôlée par la concentration des éléments solides. Un modèle empirique est établi sur la base de différents types de mélanges à matrice cimentaire ne présentant pas de ségrégation.


17

(Eq. I‐14) maxφ

exp a bη φ⎡ ⎤−

⎛ ⎞= ×⎢ ⎥⎜ ⎟

⎝ ⎠⎣ ⎦

Les paramètres « a » et « b » sont des constantes sensibles au protocole opératoire et sont déterminées expérimentalement,

φ est la concentration solide du béton et maxφ est la concentration solide maximale obtenue en calculant la compacité du squelette granulaire sec avec un indice de serrage égal à 9.

Il faut noter que le dosage en superplastifiant et la quantité d’air occlus dans la formulation a peu d’influence sur la viscosité. Il apparaît que le superplastifiant qui joue le rôle d’un défloculant des grains de ciment affecte peu la viscosité des BAP.

Ainsi pour augmenter la fluidité d’un BAP il faut augmenter la quantité d’eau ce qui provoque une diminution de φ ou encore maximiser maxφ en augmentant la compacité du squelette granulaire sec

• Le seuil de cisaillement est le résultat macroscopique des frottements intergranulaires. Ce résultat ne dépend pas que du nombre de grains en contact mais également de leurs géométries et de leurs tailles. Si la présence d’un superplastifiant influe peu sur la viscosité, elle affecte significativement le seuil de cisaillement. En effet en jouant le rôle de défloculant, le superplastifiant permet d’une part un accroissement de la compacité du béton et d’autre part une meilleure lubrification des surfaces solides conduisant à une baisse des frottements intergranulaires. Le modèle proposé pour décrire le seuil de cisaillement est le suivant :

(Eq. I‐15) ( )3

' '

1

poudre défloculée⎝ ⎠

exp 2,537 0,736 0,216log 0,224 0,910 1n

Po i i

i P

granulats

dSd KdS

τ ∗=

⎜ ⎟⎡ ⎤⎛ ⎞⎜ ⎟⎢ ⎥= + − × + + × −⎡ ⎤ ⎜ ⎟⎣ ⎦⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦⎜ ⎟⎜ ⎟

∑ ∑ pK×

⎛ ⎞

Avec 'iK sont des indices de serrage de chaque classe granulaire et sa grosseur

moyen

id

ne.

'PK∑ est l’indice de serrage de la poudre, PdS le dosage en superplastifiant et PdS ∗ le

dosage à saturation du superplastifiant.

Sedran et de Larrard [SED, DE LAR 99] ont défini un cahier de charge (tableau I‐5) qui a

té repris par Bethmont [BET 05] et Trucry [TUR 04] et bien d’autres chercheurs. é


Tableau I

[BET 05].

5 : Cahier des charges des caractéristiques rhéologiques des BAP

Propriété Recommandation

'PK∑ 3,3≥

'gK 1≤

( )o Paτ 500≺

( .Pa s)η 200≺

HADDAD [HAD 07] a proposé une modification de l’équation Eq. I‐16 :

[ ]' '

1

exp 2,6 5,5 0,7 2,3i

neau additions

o g i P pipâte additions ciment

poudre défloculéegranulats

V V a K dS KV V

τ=+

⎛ ⎞⎜ ⎟⎡ ⎤

= − × + × + × + − × + ×⎜ ⎟⎢ ⎥⎢ ⎥⎜ ⎟⎣ ⎦⎜ ⎟⎝ ⎠

∑ ∑ (Eq. I‐16)

Où ( )0,736 0, 216logig ia d= − . Elle montre à travers une large compagne expérimentale

conduite sur un grand nombre de formulations de BAP et en utilisant le modèle de l’empilement compressible que :

(Eq. I‐17) n

' et ' 1

1,92ig i

ia K

=

× ≅∑ 2,57pK ≅∑

4. RESISTANCE ET DURABILITE DES BAP

Domone [DOM 07(b)] a fait une synthèse des principaux travaux qui concernent l’étude des

principales propriétés mécaniques des BAP durcis. A partir de l’analyse de plus de 70 études, il

conclut e qu :

• Le rapport entre la résistance à la traction et à la compression des BAP est a priori

18

similaire à celui des bétons vibrés, BV. • La résistance à la compression, particulièrement, au jeune âge des BAP est meilleure que

celle des BV. Ceci est principalement dû à l’addition des fillers calcaires dans la formulation des BAP qui provoquent une augmentation du degré d’hydratation des bétons ainsi qu’à l’introduction des superplastifiants. Assié [ASS 04(a)] est arrivé à la même conclusion en testant des bétons vibrés et autoplaçants ayant un rapport eau/liantéquivalent similaire.


• Le module élastique des BAP diffère peu de celui des BV si le rapport G/S est similaire et est inférieur à 1. Si le rapport G/S est plus élevé pour les BV que pour les BAP, il en découle des valeurs du module d’élasticité des bétons autoplaçants plus faibles que celles des bétons vibrés auxquels ils sont comparés. En effet, le module du béton dépend des proportions volumiques de ses constituants et de leur module respectif. En effet, les BAP sont formulés de telle sorte à ce que le volume de la pâte soit plus important et les proportions granulaires plus faibles que les BV.

Des relations existent entre le module élastique « E » d’un béton et sa résistance à la

compression « cf ». Persson [PER 01(b)] a établi une relation décrite par l’équation I‐18 valable

aussi bien pour des BAP et des BV.

19

(Eq. I‐18) 3,75 cE f= ×

Une relation du même type a été tirée des résultats d’ASSIE [ASS 04(a)] obtenus en testant des

BAP et des BV. Il montre que :

(Eq. I‐19) 4,64 cE f= ×

Cette équation est très proche de celle préconisée par le modèle de l’ACI 318‐89 [ACI 92]

(

4,73 CE = × f ) mais elle est relativement différente de la formule réglementaire du module

( 1 3 11000 ij cjE f= × ).

Les trois principaux mécanismes physiques responsables de la dégradation des bétons par

l’infiltration de gaz (O2 et CO2) ou de liquides corrosifs sont la perméabilité, la diffusion et

l'absorption. La durabilité du béton dépend de sa capacité à empêcher ces substances à pénétrer

bles. selon ces trois mécanismes d’écoulement possi

Assié [ASS 07(b)] est arrivé au constat suivant :

• les bétons autoplaçants possèdent une perméabilité intrinsèque inférieure à celle des bétons vibrés à classe de résistance équivalente et pour des porosités accessibles à l’eau comparables. [ZHU et al. 05(b)] ont obtenu des résultats similaires et ont montré que cet effet est dû à l’ajout des fillers. Cette tendance s’inverse pour un BAP formulé sans fillers mais avec un agent de viscosité.

• Les bétons autoplaçants et vibrés ont une résistance équivalente à la diffusion des ions de chlorure pour une classe de résistance donnée. Les résultats obtenus par [ZHU et al. 05(b)] révèlent que les BAP ont une meilleure résistance à la diffusion des ions de chlorures que les BV pour une résistance donnée.

• Les coefficients d’absorption capillaire déterminés lors des essais indiquent que le comportement des bétons autoplaçants est comparable à celui des bétons vibrés correspondants. Ces résultats sont différents de ceux obtenus par [ZHU et al. 05(b)] qui


affirment que les BAP formulés avec des additions fines sont caractérisés par une meilleure résistance à la diffusion et à l’absorption des liquides.

• L’essai de carbonatation accéléré montre que, généralement, les BAP se carbonatent avec une cinétique similaire à celle des BV pour une classe de résistance donnée [ASS 07(b)].

Des différentes études, il ressort que la durabilité des BAP dépend fortement des paramètres de

composition en termes de compacité et de nature chimique du liant. Les règles applicables pour

les bétons ordinaires restent valables pour les bétons autoplaçants (Norme NF EN 206‐11)

Fascicule 65A du CCTG, normes de produits préfabriqués).

5. LES DIFFERENTS CONSTITUANTS D’UN BAP

Formuler un BAP, c’est trouver un arrangement des divers constituants répondant à un cahier

des charges donné. Ce cahier des charges concerne la résistance à la compression du BAP à 28

jours, sa classe d’exposition, son ouvrabilité, c'est‐à‐dire l’étalement obtenu au cône d’Abrams, le

rapport 2 1H H , et sa stabilité au tamis. Pour des chantiers plus spécifiques, d’autres propriétés

peuvent être demandées, comme, par exemple, une prise retardée, une résistance élevée au

jeune âge, ou un dégagement de chaleur minimal. La solution trouvée doit si possible être

optimale, ce qui signifie bien souvent avoir le plus faible prix.

• GRAVILLONS

Il est possible d’utiliser des granulats concassées ou roulées pour la formulation des BAP.

Toutefois, comme les gravillons sont à l’origine du blocage du béton en milieu confiné, il faut en

limiter le volume. D’un autre coté, le dosage en gravillons doit être suffisant pour contribuer à la

compacité du squelette granulaire. Sur la base, ceci conduit à adopter en général un rapport

sgravillon/ able (G/S) de l’ordre de 1.

[DOM 06(c)] a fait une synthèse des travaux réalisés sur les 11 dernières années en donnant les

principales compositions utilisées pour 51 applications industrielles. Il en ressort que les

gravillons utilisés sont généralement concassés, leur diamètre maximal n’excède guère 20mm.

20

• SUPERPLASTIFIANTS

L’apparition des bétons autoplaçants (BAP) est fortement liée aux progrès réalisés dans le

domaine des adjuvants et plus particulièrement celui des superplastifiants (SP) [BUR et CHR 02]

et [AIT et al. 01]. Les superplastifiants sont des polymères à chaînes macro‐moléculaires très

longues. Ils permettent de défloculer les grains de la poudre (ciment+additions fines) au contact

de l’eau en agissant par la combinaison d’effets de répulsion électrostatiques et stériques [BAR


96]. L’effet électrostatique permet de neutraliser les charges électriques présentes à la surface

des grains alors que l’effet stérique engendre l’écartement des grains les uns des autres. Il en

découle que l’eau initialement piégée se retrouve de nouveau disponible pour l’hydratation ou

pour fluidifier le mélange (figure I‐5).

Figure I5: Action des superplastifiants ‐ Défloculation des grains de ciment.

Une des conséquences de ces deux effets est la diminution des frottements intergranulaires.

Ainsi, l’ajout de superplastifiants va engendrer une diminution de oτ ce qui se traduit par une

augmentation de l’étalement (Figure I‐6) alors que la viscosité du mélange n’est réduite que

dans une moindre mesure puisque la fraction volumique des suspensions solides reste

invariable.

Figure 16: Influence de la quantité de r l’étalement et la viscosité d’un béton superplastifiant su

[SHIN et MAT 03].

Les superplastifiants peuvent réagir, également, avec les hydrates du ciment [JOL et SIM 98].

Ainsi, l’action d’un superplastifiant lorsqu’il est introduit dans un mélange est décomposée

comme suit: une partie adsorbée, une patrie consommée par les réactions avec les hydrates et

21

une partie, en excès, reste en solution [FLA et HOU 01(a)].

Par ailleurs, le degré de compatibilité d’une combinaison ciment / superplastifiant se mesure à

travers le maintien dans le temps de l’étalement du BAP [AIT et al. 01]. Certains auteurs

montrent que plus le dosage en superplastifiant et le rapport E/C sont élevés, plus le


comportement rhéologique se maintient dans le temps [YEN et al. 99], [GOL et SWA 04].

Sugamata et al. [SUG et al. 99] ont montré que l’augmentation du dosage du superplastifiant n’a

plus d’influence sur la fluidité du mortier à partir d’une certaine valeur caractéristique connue

comme étant le dosage à saturation, c’est‐à‐dire le dosage au‐dessus duquel l’adjuvant ne permet

plus de modifier de façon significative la rhéologie du mélange. Actuellement, les

superplastifiants sont donc introduits dans la composition des BAP à un dosage proche du

dosage à saturation. La valeur de cette caractéristique dépend du moment d’introduction du

superplastifiant lors du malaxage [JIN 02], [LAE et al. 06], [SUG et al. 99], [HSU et al. 99]. Si

l’introduction est retardée, le dosage à saturation est plus faible car l’hydratation du ciment est

amorcée ce qui implique une consommation du superplastifiant par les hydrates moins

importante [BUR et CHR 02]. Ainsi, en retardant son introduction, on permet au superplastifiant

d’être plus efficace et d’obtenir des mélanges plus fluides.

• AGENT DE VISCOSITE

L’ajout d’un superplastifiant ayant pour effet de réduire la viscosité des BAP, l’introduction d’ un

agent de viscosité dans sa composition atténue cet effet. Les agents de viscosité sont

généralement de dérivés cellulosiques, de polysaccharides ou de suspensions colloïdales Ces

produits empêchent le ressuage et limitent les risques de ségrégation en rendant la pâte plus

épaisse et en maintenant une répartition homogène des différents constituants granulaires. Leur

emploi est particulièrement ustifié dans les compositions de BAP avec un rapport j

equivalentE L élevé ( 0,4equivalentE L ) pour améliorer la capacité de rétention d’eau dans la pâte.

L’incorporation d’un agent de viscosité a pour effet d’assurer une meilleure stabilité du BAP et

de le rendre moins sensible aux variations de teneur en eau des granulats [TUR 04] mais génère

un surcoût et engendre une action opposée à celle des superplastifiants ce qui requiert la

sélection d’un couple agent de viscosité ‐ superplastifiant compatible.

• ADDITIONS FINES

Afin d’assurer une fluidité importante, une faible ségrégation, un ressuage négligeable et un

meilleur arrangement granulaire, il ut introduire dans la formulation des BAP de fortes

teneurs en fines minérales (

fa

μΦ ≤63moyen m ) : fumées de silice, laitiers, cendres volantes, fillers

calcaires [KHA 95(a)]. Les ajouts minéraux sont moins réactifs à court terme que le ciment, ce qui

permet de disposer d’un temps prolongé d’ouvrabilité. Certains ont aussi pour effet de réduire la

22

chaleur d’hydratation.

Billberg [BIL 01(b)] montre que diminuer la taille des fillers a pour effet de réduire le seuil de

cisaillement des BAP et de rendre la pâte plus épaisse (Figure I‐7). Les résultats obtenus par


Chindaprasirt et al. [CHI 07] indiquent que diminuer la taille des cendres volantes incorporées

dans la formulation des BAP améliore leur durabilité vis‐à‐vis de la diffusion des ions de

chlorures.

Les travaux révèlent que l’ajout des fillers calcaires conduit à des BAP plus résistants que les

BAP additionnés avec des cendres volantes mais moins durables notamment vis à vis de leur

tenue au gel/dégel, Mnahoncakova et al. [MNA 08], et de leur capacité à empêcher l’infiltration

de gaz (CO2) ou de liquides corrosifs [ZHU et BAR 03(a)].

Le choix d’une addition minérale et de sa teneur dépend, donc, des exigences de résistance à la

compression à 28 jours, d’ouvrabilité et des conditions d’expositions du BAP [ASS 04(a)].

Figure I7 : Influence de la finesse d’un gique d’un béton filler sur le comportement rhéolo(b)[BIL 01 ].

L’analyse de 51 études effectuées cette dernière décennie [DOM 06(c)] révèle que les fines les

plus utilisées dans la formulation des BAP sont les fillers calcaires (28 cas sur 51).

Les fillers calcaires sont, généralement, utilisés pour limiter le dégagement de chaleur, réduire le

ressuage et augmenter la résistance à la compression notamment au jeune âge [LEC 03]. En effet,

lorsque les particules calcaires sont bien défloculées par les superplastifiants, l’hydratation du

ciment s’en trouve facilitée et l’obtention d’une matrice cimentaire de structure plus dense est

favorisée. Il en découle une augmentation significative des résistances mécaniques à la

23

compression [BIL 01(b)], [GIB 99], [SON 99(a)] et [NEH 00(b)].

Certains auteurs [ZHU et GIB 05(b)] ont introduit différents types de fillers calcaires dans la

formulation des BAP. Ils montrent que quel que soit le type de filler utilisé, l’augmentation du

dosage des fillers en remplacement du ciment conduit à un dosage en superplastifiant plus faible

pour un étalement donné.


6. METHODES DE FORMULATION DES BAP

Différentes techniques de composition se sont développées ces dernières années pour la

formulation des BAP. Elles reposent toutes sur une approche expérimentale plus ou moins

lourde.

Parmi le cite [TUR 04]: s techniques de formulation les plus répandues on

• La méthode basée sur l’optimisation des mortiers. • e granulaire. La méthode basée sur l’optimisation du squelett• l’optimisation de la pâte. La méthode basée sur

a• L méthode chinoise. Quelque soit la méthode adoptée l’analyse de 51 études effectuées à travers le monde [DOM

06(d)] révèlent que la composition des BAP est basée sur :

• du BAP Un volume de gravillons variant entre 28% et 38% du volume total• e pâte varia du volume total du BAP Un volume d nt entre 30 à 42%

• Un rapport 48,0<⎟⎠

⎜⎝ L

en poids du BAP

•

⎞⎛ E

Un dosage en liant (C+additions) variant de 385 à 635 Kg/m3 • Le dosage en superplastifant proche de son dosage à saturation

6.1. METHODE BASEE SUR L’OPTIMISATION DE LA COMPACITE DES MELANGES GRANULAIRES

Cette méthode a été développée au LCPC et repose sur les principes du Modèle d'Empilement

Compressible, MEC, du squelette granulaire [SED et DE LAR 99]. Elle permet d’estimer la

compacité réelle de l’empilement granulaire à partir des caractéristiques de l’ensemble des

grains qui le composent (forme, granulométrie).

Ce mod otions physiquesèle fait intervenir deux n :

• La compacité virtuelle du mélange, noté γ : compacité maximale que l’on pourrait atteindre en arrangeant, au mieux, l’empilement des grains qui s’étendent des additions fines aux gravillons. Dans la pratique, les grains se positionnent avec un certain désordre. C’est ainsi que la compacité expérimentale du mélange, noté C est toujours inférieure à la compacité virtuelle.

• Indice de serrage K : grandeur représentative du degré de compaction d’une classe granulaire. Ainsi pour chaque classe granulaire de diamètre moyen id on définit un

indice de serrage iK . Plus ce dernier est élevé plus les contacts entre les grains d’une

même classe sont importants et plus le seuil de cisaillement oτ est significatif.

24


Le modèle de l’empilement granulaire est implanté dans un logiciel (Bétonlab Pro2), qui permet

d’optimiser la composition du BAP à partir d'un cahier des charges précis et de simuler les

autres propriétés du béton (résistance, déformations différées, etc...).

L’utilisation de cette méthode nécessite la réalisation de certains essais expérimentaux pour

déterminer la compacité du sable, la compacité des gravillons, la demande en eau du ciment avec

superplastifiant, la demande en eau des fillers avec superplastifiant et le dosage à saturation du

superplastifiant pour le ciment.

6.2. METHODE BASEE SUR L’OPTIMISATION DU MORTIER

Cette méthode, proposée initialement par des chercheurs Japonais [OKA 95(b)], [OUC 99], [HAY

95] et [NAG 95], est, également, nommée Méthode Japonaise. Elle permet l’obtention de

formulations fortement dosées en ciment et conduit à des volumes de pâtes importants. Les

bétons qui en découlent sont sous dosés en granulats, surdosés en liant et économiquement peu

viables.

La méthode repose sur les concepts suivants :

Quantité de gravillons limitée à 50% de leur compacité (rapport entre le volume de ues de blocage. grains le volume total du système grains+vides) afin de minimiser les risq

Volume du sable arbitraire de l’ordre de 40% du volume total de mortier.

Rapport EPoudre

et dosage en superplastifiant optimisés à partir d’essais sur mortiers en

effectuant des essais d’étalement au mini‐cône et au V‐Funnel. Ces essais permettent de

calculer deux paramètres : ( ) ( )( )−

Γ =2 2

2o

m

o

D

D et

D=10

mR t où D est l’étalement, oD est le

diamètre inférieur du cône et t est le temps d’écoulement du mortier. Certains auteurs [SED 99] et [JIN 02] et [BET 05] montrent que pour un BAP Γ =5m et =1mR .

Tableau I6: Exemples de différentes compositions utilisées au Japon (kg/m3).

25

Ciment Laitier Cendres Filler Sable Gravillon Eau SP Agent de scosité vi

NAK. 95 200 200 100 0 704 898 165 6 0

HAY. 95 180 220 100 0 753 926 170 7,7 1,5

YUR. 92 300 0 0 200 700 910 170 8 0,2


6.3. METHODE BASEE SUR L’OPTIMISATION DE LA PATE

Cette méthode développée par Van Bui et Montgomery [BET 05] consiste à minimiser la quantité

de la pâ

26

(Eq. I‐20)

te tout en répondant simultanément à deux critères :

Fluidité de la pâte : Ce critère conduit à définir un volume minimal de la pâte décrit par l’Eq. I‐20 :

−= −

⎛ ⎞+⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠moyenD

Où moyenD est le diamètre moyen des granulats (mm), est la distance minimale entre les

gran

min

mi

11ipâte

VV

e

e

(Eq. I‐21)

3

n 1

vides

i

min i

ulats nécessaire pour fluidifier le béton.

Introduction d’un volume limite de granulats, biV , de taille id , volume au delà duquel le béton ne s’écoule plus en milieu confiné.

6.4. METHODE DE FORMULATION CHINOISE

Dans les Pays Bas et beaucoup d'autres pays européens, la méthode japonaise a été adoptée et

employée comme un point de départ pour le développement des BAP. Plus récemment, [SU et al.

01] ont proposé une nouvelle méthode pour composer le BAP basé, au début, sur la compacité

des granulats (sable et gravier) et, puis, sur le remplissage des vides des granulats avec la pâte.

Cette méthode référée en tant que méthode chinoise comparée à la méthode japonaise est plus

simple, ût. plus facile pour l'exécution et sauve le co

Etape 1 : Calcul du dosage des granulats

Le facteur de compacité PF « Packing Factor » des granulats est défini comme la proportion de

la masse des granulats dans le cas bien remplis dans le BAP que dans le cas moins rempli.

Le paramètre PF influe sur la teneur des granulats dans le BAP. Une valeur forte de PF pourrait

impliquer une grande quantité de gros et de fins granulats utilisés. Par conséquent, la capacité

du béton autoplaçant et la résistance à la compression seront réduit.

Donc c’est très important de connaître la valeur optimale de PF pour exiger une méthode de

formulation d’un BAP.

La proportion de gros et de fins granulats peut être calculée par les deux équations suivantes :

)1(GSPFM gLg −×= ρ

GSPFM sLs ××= ρ (Eq. I‐22)


M : proportion de gros granulats (Kg/m3)

Ms :

g

proportion de petits granulats (Kg/m3)

ρgL : masse volumique apparente de gros granulats (Kg/m3)

ρsL : masse volumique apparente de petits granulats (Kg/m3)

S/G : vo r le volume totale des granulats (50% et 57%). lume de proportion de petits granulats su

27

(Eq. I‐23)

Etape 2 : Calcul du dosage de ciment

[Guide to construction of high flowing concrete 98] utilise un dosage en ciment entre 270 et

290Kg/m3. En général, les recommandations en Tawain imposent pour le BHP ou le BAP une

résistance à la compression égale à 20psi (0,14MPa)/Kg de ciment. Donc, le dosage de ciment est

défini comme :

σ ′=20CC

C : dosage en ciment (Kg/m3)

c’ : résistance à la compression (psi) σ

Etape 3 : Calcul de dosage en eau

Le calcul de la quantité d’eau est basé sur la connaissance du rapport EC déterminé

expérimentalement à travers des essais de compression et généralement estimé à =0,43C

, de

la demande d’eau des additions fines et du dosage en superplastifiant estimé selon les données

de la littérature.

E

L’ajustement des proportions du mélange doit être fait jusqu’à ce que notre béton satisfasse aux

conditions de qualification d’un BAP. Par exemple, quand le BAP présente une maniabilité faible,

la valeur de PF améliore l’ouvrabilité.

Le tableau suivant résume quelques exemples de résultats de la méthode chinoise sur un BAP :


28

Tableau I7: Constituants du BAP (Kg/m3), [SU et al. 01].

σ’c

(MPa)

Gros

granulats

Petits

granulats

Ciment Cendres Pouzzolane :

GGBS

Eau SP

27,5 743 961 200 157 67 176 7,6

34,3 731 945 250 154 66 173 8,5

4 1,2 718 928 300 148 63 172 8,2

48 706 912 350 142 61 170 8,8

7. BILAN ET DISCUSSION

La formulation des BAP est aujourd'hui essentiellement empirique et repose sur une démarche

double : expérimentale et théorique. En France, différentes compositions des BAP ont été

utilisées (Le tableau I‐8).

Table Exe de c s utilisées en ce (Kau I8:

Ci t

mples

Filler

différentes

Gravillons

omposition

Gravillons

Fran g/m3).

Superplastifiant men S able Eau

MAR.82

BRE.97

CEB.93

451

385

312

59

120

1 86

557

563

566

299

302

304

858

867

872

1 82,7

174

169,2

6,98

6,24

5,38

AL.93

AIT.90

LUK.90

480

475

470

0

0

0

568

562

556

305

302

299

918

909

900

166,1

174,4

182,6

7,20

7,13

7,06

Turcry [TUR 04] fut un des premiers à comparer les méthodes semi‐empiriques développées

pour la formulation d’un BAP. Il montre que les BAP formulés avec l’approche basée sur la

minimisation du volume de la pâte présentent des blocages. Il ressort de son étude comparative

que la méthode basée sur l’optimisation du squelette granulaire semble la plus adaptée pour

formuler un BAP à un coût raisonnable. Cependant, cette méthode nécessite l’acquisition de

nombreux équipements expérimentaux, d’un logiciel Bétonlab Pro2, et d’outils informatiques.

Pour pallier ces exigences nous proposerons une méthode de formulation de BAP non coûteuse

ans le chapitre suivant. Elle est basée sur les approches récurrentes citées dans la littérature. d

2ème Chapitre:

MATERIAUX ET

METHODES EXPERIMENTALES

Chapitre II : MATERIAUX ET METHODES EXPERIMENTALES

31

1. Matériaux Utilisés

1.1. CIMENT CPA CEM I 52.5 N

Le ciment est de type Portland CPA CEM I 52,5 N de prise moyenne provenant de chez CALCIA.

Sa composition chimique est résumée dans le tableau II‐1 ainsi que sa composition

minéralogique obtenue en utilisant la formule de Bogue appliquée à un clinker ordinaire et ses

indices de performance tels que l’indice de saturation de Kühl « K ».

ab u I1: po iti im e e éra e d en u ilis T

A

lea I

Fe 3

Com s

C l

on ch

M

iqu t min

K

logiqu u cim

C

t t

C

é en (%

C

).

SiO2 l2 O3 2 O aO,tota gO SO3 2 O Na2 O 3 S 2 S 3 A C4AF K

19,8 5,14 2,3 64,9 0,9 3,4 1,1 0,005 58 13 10 6,99 1.01

On remarque que c’est un ciment qui répond aux exigences fixées par les normes.

Des essais de prise (EN 196‐3) et de résistance à la compression mécanique ont été, également,

réalisés sur la pâte de ciment et sur le mortier normalisé (EN 196‐1) afin de vérifier la qualité du

ciment employé (EN 196‐3). Les résultats obtenus sont résumés dans le tableau II‐2. Le ciment

utilisé est bien conforme à la demande.

Tableau II2: Caractéristiques physiques et mécaniques du ciment Portland (CPA CEM I 52,5N) employé.

Temps de prise (Vicat : NFP 15‐431)

Début : 2h 35min

Fin : 4h 55min

Résistance sur mortier à 2 jours (NFP 15‐451) 35 MPa

Masse volumique (en Kg/m3) 3,11

Surface spécifique Blaine (en m2/Kg) 395

1.2. GRANULATS

Les granulats utilisés sont concassés et proviennent de la région de Sandrancourt. Deux classes

de granulats sont utilisées pour la composition des BAP : du sable « S 0/4 » et des gravillons « G

4/10 ». Des essais ont été réalisés afin d’accéder aux masses volumiques (NF P18 305) et le

module de finesse des sables. Le taux d’absorption d’eau par les granulats à saturation « Ks» est

obtenu en suivant l’évolution de la masse des granulats « Mt » durant leur immersion dans l’eau

après avoir subi un séchage préalable. Les granulats de masse initiale sèche Mo atteignent la

saturation en eau « Ms » au bout de 24 heures. L’ensemble des caractéristiques physiques des


granulats est résumé dans le tableau II‐3.

Tableau II3: Caractéristiques des granulats.

Paramètres Sa 4 ble 0/ Grav /10 illon 4

Masse volumique apparente (en Kg/m3) 1600 1337

Masse volumique absolue (en Kg/m3) 2600 2 500

Compacité 0,71 0,57

Porosité 0 ,29 0,43

Coefficient d'absorption d'eau Ks (%) ‐‐‐ 2

Module de Finesse 2,47 ‐‐‐

Coefficient d'Hazen 3,77 1,45

L’analyse granulométrique par tamisage (Figure II‐1) révèle que la granulométrie des gravillons

est serrée. En revanche elle est plus étendue pour le sable qui contient peu de fines (0.25% de

particules de taille <63 mμ ). Par ailleurs, on remarque que le sable utilisé est moyennement fin

puisqu’il est composé de 26% de particules de tailles < 0,315 mm (module 26), de 50% de

particules de tailles comprises entre 0,315 mm et 1,25 mm.

Figure II1: Analyse granulométrique.

32


1.3. FINES CALCAIRES

Les fillers utilisés, BETOCARB® P2, sont des additions calcaires (NF P 18‐508). Ils sont fabriqués

par le groupe OMYA France. Ils se présentent sous forme de poudre en cristal non‐abrasive de

calcite caractérisée par une structure rhomboédrique (Figure II‐2). Trois types de fillers ont été

sélectionnés qu’on nommera : "MFS", "MFO" et "LFE".

Fillers MFS Fillers MFO Fillers LFE

Figure II2 : Observations microscopiques.

Ces fillers calcaires, BETOCARB® P2, se différencient, essentiellement, par leur finesse, leur

distribution granulaire (Figure II‐3) et leur composition chimique (Tableau II‐4).

33

Figure II3 Courbe granulométrique des fillers calcaires.

Des essais ont été réalisés afin d’estimer la demande en eau des poudres calcaires. La limite de

liquidité " Lω ", la limite de plasticité " Pω " ainsi que le coefficient d'uniformité de Hazen " uC "

obtenus expérimentalement sont reportés dans bleau II‐4. Les résultats obtenus indiquent

que tous les fillers ont une faible plasticité ( 35%L

le ta

ω ≤ ) (NF P94‐051) et que l’augmentation de la

surface de Blaine conduit à une diminution de l’indice de plasticité " I ". P


34

L’ensemble des caractéristiques physiques et chimiques des fillers BETOCARB® P2 sont

écapitulées dans le tableau II‐4. r

Ta ctéristiques ico‐chim des Fillebleau II4: Cara

de Fillers

phys iques rs.

Type MFS MFO LFE

Roche mère

Analyse

)

chimique

CaCO3 (%

SiO2 (%)

%) Na2O (

S (%)

HCl (%)

Marbre

9 9,2

0,3

0,002

0,002

0,001

Calcaire

9 8,5

0,4

0,008

0,047

0,002

Calcaire

9 8,5

0,4

0,008

0,002

0,003

Propriétés physiques

Densité absolue

Densité apparente

( ²/Kg) Surface de Blaine m

ice d’activité i28 Ind

Cu

WL(%)

p(%) W

Ip

Fines <63μm (%)

2,71

0,720

552

0 ,77

15

22,8

1 8,1

4,7

99,3

2,70

0,820

457

0,78

1 2,85

24

1 9

5

96,7

2,72

0,900

409

0,77

1 8,3

23

1 7,8

5,2

87,4

1.4. SUPERPLASTIFIANT

Le superplastifiant utilisé est le Cimfluid 2002 produit par la société Axim du Groupe Italciment.

C’est un produit de nouvelle génération à base de polycarboxylate modifié conformes à la norme

EN 934‐2 et particulièrement conçu pour le BAP et spécifiquement pour des applications

préfabriquées. Il contient 35% d’extrait sec. II est recommandé pour des BAP destinés à la

préfabrication et pour la confection de bétons à hautes performances avec de très hautes

résistances au jeune âge. Les principales caractéristiques physico‐chimiques sont données dans

le tableau II‐5. Le fabricant conseille d’introduire dans l'eau de gâchage ou dans le malaxeur en

in de malaxage, selon l'effet désiré, 0,2 à 3 kg de Cimfluid 2002 par 100 kg de ciment. f


Tabl s physico‐ch im 2002. eau II5: Caractéristique

Masse volumique à 20°C

imiques du C fluid

1,100K 0,020 g/dm3 ±

PH 7 0 ± 1,

% d’eau 65

%Ext t sec rai 3 5%±1,7%

Cl‐ < 0,10%

Na2 Oéquivalent ≤ 3,2%

1.5. Les fibres végétales

Quatre types de fibres végétales fournies par le groupe OMYA‐France issues du recyclage du

papier sont intro its dans la composition des BAP devant répondre à une classe de consistance

de type ±= 265moyenD cm (BAP témoin). Les fibres seront notées FbA, FbB, FbC et FbD et se

différentient par leur composition chimique et leurs caractéristiques géométriques (tableau II‐

6). L’objectif est d’étudier les avantages et inconvénients de leur introduction dans les BAP

témoins et de fixer la limite de leur utilisation. Les observations microscopiques des fibres sont

données par OMYA‐France (figure II‐4)

du

.

Ta : s Ph uesbleau II6

Longueur

Propriété

Diamètre

ysiq des Fibres.

Surf ine Fibre Cellulose (%) L (µm) d (µm)

L/d a aS

ce de BlB (m²/g)

Densité (Kg/m3)

FbA 80 1 100 45 2 4.4 0,0829 30 FbB 50 1 000 45 2 2.2 0,1129 70 FbC 90 250 35 7.1 0,0937 135 FbD 90 150 35 4.3 0,0974 165

Le choix e : de ces fibres est guidé par le souhait d’étudier l’influence d

• Leur longueur pour une composition donnée (FbC et FbD)

• Leur composition pour des caractéristiques géométriques identiques (FbA et FbB)

35

FbA FbC

Figure II4 : Observations microscopiques de certaines fibres végétales.


2. METHODES DE CARACTERISATION DU BAP A L’ETAT FRAIS

2.1. ESSAIS DE CARACTERISATION DE LA PATE

Il serait vain de vouloir comprendre le comportement du béton sans connaître celui de la pâte

qui le compose. Celle‐ci est constituée du ciment, des additions, de l’eau et des adjuvants (voir

Figure I‐1).

• ESSAI AU MINI CONE (NF EN 1961)

L'appareil se compose d'un moule tronconique creux de 40 millimètres de hauteur, un diamètre

du haut de 70mm et du bas de 80 millimètres. Le cône est placé au centre d'une plaque en acier,

et est rempli de pâte de ciment. Le cône est, ensuite, soulevé et la pâte s’écoule sur la table. Le

diamètre moyen (Dmoyen) de l’étalement est mesuré, l’étalement relatif (Γ) est alors calculé

comme il suit :

(Eq. II‐1) 2

1 2 1 802

moyenmoyen o

o

DD DD et où D

D

⎛ ⎞+= Γ = − =⎜ ⎟

⎝ ⎠mm

Figure II5: Essai de mini cône.

• ESSAI AU CONE DE MARSH (NF P 18 358)

La géométrie du cône de Marsh change d'un pays à l'autre, le principe de l'essai est

habituellement identique. Il consiste à enregistrer le temps requis pour faire couler un volume

donné de pâte à travers une buse de diamètre 8mm et de hauteur 6mm. Le volume initial de la

pâte versé dans le cône est de 2 L (Figure II‐6). Le temps d'écoulement est lié à la fluidité de la

pâte. Plus le temps d'écoulement est long, plus la fluidité est inférieure.

36


Figure II6: Essai de cône de Marsh.

• ESSAI DE VICAT (NF EN 1963)

Actuellement, le test de Vicat représente l’essai standard de suivi de la prise. L’information

obtenue à partir de cet essai (temps de début et de fin de prise) est largement insuffisante pour

ble ... juger par exemple du temps pendant lequel le matériau est pompable, extruda

Le matériel utilisé est une aiguille Vicat classique représenté par la figure II‐7.

Figure II7 : Aiguille vicat.

2.2. ESSAIS DE CARACTERISATION DES BAP

Avant d’accepter une composition comme étant celle d’un BAP, il faut s’assurer que les

propriétés du béton à l’état frais obéissent à certains critères établis selon les recommandations

[AFGC 00(a)] ou [JSCE 98] ou encore [EFN 05]. Différents essais spécifiques permettent de

caractériser les BAP à l’état frais. On présentera ceux qui ont été utilisés dans cette étude : Essai

d’étalement ou slump flow, essai de J‐Ring, essai de L‐Box et essai de stabilité au tamis.

37


• ESSAI D’ETALEMENT (SLUMP FLOW)

L’essai d’étalement ou slump flow est utilisé pour caractériser la fluidité du béton. L’équipement

nécessaire à la conduite de cet essai (figure II‐8) est composé des éléments suivants :

‐ Un Plateau équipé d’une plaque métallique plane de section carré de 90 centimètres de

côté et de faible épaisseur (5 cm).

‐ Un cône d’Abrams disposant d’un empattement à sa partie basse afin qu’il puisse être

s par l’opérateur. maintenu contre le plateau avec les pied

‐ Un mètre ou réglet de 90 centimètres.

Figure II8: Essai d’étalement au cône d’Abrams et principe de la mesure de l’étalement.

Le principe de la conduite de l’essai est connu et est simple. Le résultat s’exprime en terme de

es de la galette en arrondissant au centimètre supérieur : moyenne de deux diamètr

(Eq. II‐2) 1 2D DEtalement D SF

2moyen

+= = =

Ce type d’essai permet de donner des indications quant à la rhéologie des BAP en milieu non

confinée.

• ESSAI DE V FUNNEL

La procédure d'essai du V‐funnel est la suivante: l'entonnoir dont les dimensions sont définies

(la figure II‐9) est rempli de béton jusqu'à arasement. Le clapet de fermeture situé à sa base est

ensuite ouvert, ce qui provoque l'écoulement du béton, dont on mesure le temps nécessaire

jusqu'à ce que l'entonnoir se soit entièrement vidé. Dans la littérature, ce temps d'écoulement

est souvent le critère utilisé pour définir la viscosité du béton autoplaçant. Plus le béton s'écoule

rapidement hors de l'entonnoir, plus sa viscosité est faible. Un temps d'écoulement compris

entre 8 et 14 secondes est recommandé pour le béton autoplaçant.

38


Figure II9 : Essai d'entonnoir utilisé Pour mesurer le temps d'écoulement du béton.

• ESSAI DE JRING

Cet essai a pour but de vérifier l’aptitude des BAP à s’écouler dans un milieu fortement ferraillé.

L’éq ure II‐10a): uipement nécessaire à la conduite de l’essai est formé par (fig

’essai d’étalement en milieu non confiné. ‐ Même plateau que l

‐ Cône d’Abrams.

J‐RING) ‐ Anneau équipé de barres en acier (

‐ Mètre ou réglet de 90 centimètres.

Figure II10a: Essai de J‐RING.

Le principe de l’essai est de placer le cône d’Abrams au centre du plateau métallique entouré du

J‐RING, puis de remplir d’une quantité représentative de béton. Il faut ensuite soulever le cône

puis mesurer l’étalement obtenu ainsi que les hauteurs de bétons situées au centre du plateau et

à la sortie des barres du J‐RING (figure II‐10b).

39


Figure II10b: Mesure d’étalement en milieu confiné

( ). int extH H HΔ = −

• ESSAI DE LBOX

Cet essai est réalisé en utilisant une boite ayant une forme en « L ». Elle permet de tester la

mobilité du béton en milieu confiné et de vérifier que sa mise en place ne sera pas contrariée

par des phénomènes de blocage inacceptables. Un dessin technique de la boîte est décrit par la

figure II‐11a.

Mesures en mm – Coffrage :CP12mmMeasurements in mm –Formwork :12mm plywood

Mesures en mm – Coffrage :CP12mmMeasurements in mm –Formwork :12mm plywood

Figure II11a: Appareil et dimensions de la boite en L (L‐BOX).

La partie verticale de la boîte est entièrement remplie de béton (le volume nécessaire est

d’environ 13 litres). Après arasement, on laisse le béton reposer pendant une minute. Puis on

lève la trappe et on laisse le béton s’écouler dans la partie horizontale de la boite à travers le

erraillage (figure II‐11b). La distance libre entre les barres est de 39mm. f

40


Figure II11b: Remplissage du béton dans la partie verticale de L‐BOX et Ecoulement du r béton après l’ouverture de la t appe.

Quand le béton ne s’écoule plus, on mesure les hauteurs H1 et H2 et on exprime le résultat en

terme de taux de remplissage H2 / H1 (figure II‐11e). Lorsque le béton s’écoule mal à travers le

ferraillage et qu’il se produit un amoncellement de granulats en aval de la grille. C’est le signe

d’un problème de blocage ou de ségrégation (figure II‐11c). Il est également possible d’exprimer

le résultat de l’essai par la seule valeur de H1. Cette mesure est plus précise que le rapport H2/H1

mais son utilisation est moins répandue.

Figure II11c: Mesure du taux de remplissage (H2/H1 ≈ 80%).

• ESSAI DE STABILITE AU TAMIS

C’est un essai caractérise la ségrégation statique des bétons autoplaçants. Il peut être utilisé en

phase d’étude de formulation en laboratoire ou pour le contrôle de la stabilité du béton livré sur

chantier. L’équipement nécessaire à la conduite de l’essai est formé par un seau de 10L muni

d’un couvercle, un tamis de maille 5mm et de diamètre 315mm avec fond et une bascule de

précision minimale de 20g et de portée 20Kg (figure II‐12).

41


igure II12: Tamis de 5mm + fond ‐ Mesure de la laitance. F

L’essai consiste à :

Prélever une quantité de béton frais (4,8 ± 0,2 kg) d’un échantillon de 10 litres

mis au repos pendant 15mn.

Observer et noter l’éventuelle présence de ressuage à la surface du seau après

les 15minutes

Peser le fond seul fondP⇒ .

Peser l’ensemble tamis muni de son fond vide tP⇒

Déverser sur un tamis de maille 5 mm cette quantité avec une hauteur de chute

de 50 cm

Peser le poids de l’échantillon versé 4.8féchantillonP Kg⇒ ≤

Peser après 2 minutes la laitance qui a traversé le tamis « P laitance ».

Calculer le pourcentage en poids de laitance par « π » tan

tan

lai ce t fond

lai ce

42

échantillonP⎪⎩

Le béton est qualifié d’autoplaçant si sa stabilité est satisfaisante. Sinon la composition doit être

re e :

P P

Pπ

= −⎪⇒ ⎨ =

vu

P

⎧

%0 % %15 stabilité satisfaisante%15 % %30 stabilité critique nécessitant la vérification de la ségrégation du béton in situ% 30 très mauvaise stabilité et ségrégation systémati

ππ

π

≤ ≤ ⇒≤ ⇒

⇒≺

que:béton inutilisable

⎧⎪⎨⎪⎩

Pour qu’un béton soit qualifié d’autoplaçant, il doit satisfaire les différents essais de

aractérisation adoptés par les recommandations [AFGC 00(a)] résumées dans le tableau II‐7. c


Tab

Type d’essai

leau II7: Récapitulatif des dif tion d’un BAP. férents essais de qualifica

Recommandations AFGC

Essai Slump flow 1 2:60 702

étalement cm cmD D+

≤ ≤

Il carac it et la man bilité du béton térise la fluid é ia

V‐ Funnel ( ) d'écoulement :8 14vTemps t s≤ ≤

Il caractérise la viscosité du béton autoplaçant.

Essai de J‐Ring int – 5extH H H cmΔ = ≤

c cté mobilité du béton dans un milieu confiné Il ara rise la

Essai de L‐Box

H2 / H1 ≈ 90%

Il caractérise la mobilité du béton et son écoulement dans un milieu

confiné

Essai de stabilité

au tamis

( )0 % 15π≤ ≤

Il caractérise la stabilité du béton et la limite de ségrégation

• MESURE DE LA CHALEUR D’HYDRATATION

Le banc de mesure du dégagement de la chaleur d’hydratation comporte deux calorimètres

semi‐adiabatiques dont les thermocouples sont reliés à une chaîne de mesures multivoies

(Société PERRIER LABOTEST) à microprocesseurs permettant de mémoriser les températures

en cours d’essais. Un logiciel installé sur un PC permet d’enregistrer les données. Il suffit de

rentrer les constantes du calorimètre ainsi que les masses respectives de chaque composant

introduit dans l’appareil pour que logiciel calcule directement la quantité de chaleur

d’hydratation Q par gramme de liant.

43


V1 00h 00,00

Chaîne demesures

Ordinateur aveclogicield ’acquisition

Calorimètre QAB

Figure II13: Dispositif expérimental pour la mesure de la chaleur d’hydratation.

Le temps t est compté à partir du moment où l’eau est ajoutée dans le malaxeur. La chaleur

d’hydratation Q du ciment à un instant t est égale à :

(Eq. II‐3) 0

1( )t

c c

CQ t dt

M Mθ α θ= Δ + Δ∫

avec :

Mc (g) : masse de ciment ou de liant contenu dans l’éprouvette

C (J/°C) : capacité thermique totale du calorimètre et de l’éprouvette

α ( r étalonnage J/h°C) : coefficient de déperdition thermique totale du calorimètre donné pa

) : échauffemΔθ(°C ent de l’éprouvette par rapport à la température ambiante

cOr : α = a + bΔθ (les coefficients a et b sont fournis par le constructeur du alorimètre)

Le premier terme représente la chaleur accumulée dans le calorimètre, le second la chaleur

dissipée vers le milieu extérieur.

(Eq. II‐4) ( )1 2,75 3,76 0,5e bC O m m m m μ= + + + +

Avec :

0,75 (J/°Cg) : capacité thermique massique du ciment et du sable

44

3,76 (J/°Cg) : capacité thermique massique de l’eau d’hydratation

0,5 (J/°Cg) : capacité thermique massique de la boite (moule en carton et accessoires)


μ (J/°C) : capacité thermique du calo

l

rimètre vide

m (g) : masse liant (ciment + Filler)

g anulats (sable + gravier) m (g) : masse des gr

e m (g) : masse d’eau

sse du moule en carton et des accessoires mb (g) : ma

On prend,

μCaisson N°7: a = 277, b = 0,915 , = 3086 (J/°C)

Caisson N°9: a = 282, b = 0,982 , μ = 3026 (J/°C)

3. METHODES DE CARACTERISATION DES BAP A L’ETAT DURCI

En parallèle aux essais réalisés sur le béton frais, on a réalisé également des essais sur le béton

durci. Pour cela nous avons appliqué deux types d’essais : essais de caractérisations physiques et

essais mécaniques.

3.1. ESSAIS DE CARACTERISATION PHYSIQUES DES BAP

LA POROSITE ACCESSIBLE A L’EAU DES BETONS

C’est le rapport du volume total des pores ouverts dans un corps poreux à son volume

apparent [AFREM 97]. Elle s ‘exprime en pourcentage du volume apparent :

(Eq. II‐5) ( ) sec% 1M MairM M

00ε−

45

air eau= ×

−

Pour déterminer eau

M un échantillon en béton est suspendu à l’aide d’un fil du système de

suspension de la balance hydrostatique et est pesé complètement immergé dans de l’eau. La

pesée doit être effectuée à 0,001g près. Déterminer la température de l’eau d’immersion.

Pour obtenir Mair il faut extraire l’échantillon de l’eau et l’essuyer rapidement et

soigneusement, à l’aide d’une éponge ou d’un linge humide, afin de le débarrasser des

gouttelettes et du film superficiel d’eau, sans toutefois retirer l’eau des pores et le peser

immédiatement le corps d’épreuve dans l’air à l’aide d’une balance précise à 0,01g près. Il

faut s’assurer que l’évaporation de l’eau d’imbibition ne provoque pas de perte de masse

appréciable pendant les opérations de pesées.


La détermination de secM s’obtient après séchage de l’échantillon en l’exposant à 105±5°C

jusqu’à obtention d’une masse constante.

LA PERMEABILITE AUX GAZ DU BETON DURCI : PERMEAMETRE CEMBUREAU

Le perméamétre à charge constante permet par application d’une pression de gaz constante

à l’entrée d’un échantillon de mesurer le débit de gaz en sortie d’échantillon [AFREM 97]. On

peut ainsi calculer sa perméabilité au gaz lorsque le débit de gaz en sortie se trouve en

régime permanent.

Figure II14 : Appareillage de la perméabilité

Les échantillons sont réalisés par sciage d’éprouvettes cylindriques démoulées à 24 heures. Ce

sont des disques de diamètre 150±1mm et hauteur 50mm. Les échantillons sont ensuite

conservés dans de l’eau pendant 28 jours. Après cette cure, une pesée hydrostatique et une

pesée dans l’air sont effectuées afin de fournir le volume apparent et la masse initiale. On

recouvre, par la suite, la face latérale des échantillons avec un ruban d’aluminium autocollant. Il

s’ensuit une phase de séchage pendant plusieurs jours à 80°C dans une étuve, jusqu'à atteindre

une masse constante finale, correspondant à un taux de saturation nul puis un refroidissement à

l’extérieur de l’étuve jusqu’à la température ambiante.

L’échantillon ainsi préparé est placé dans la cellule puis est soumis à une pression constante

d’oxygène (en réalité à 2, 3 et 4 bars). La perméabilité du béton testé est déterminée à partir de

la mesure du flux de gaz qui se dégage en régime permanent.

46

ESSAI DE CARBONATATION ACCELEREE

Cet essai consiste à suivre l’évolution de l’épaisseur de béton carbonaté. Les échantillons de BAP

forme prismatique (7x7x28 cm) sont mis en oeuvre par gravité. Après démoulage les

éprouvettes sont conservées dans de l’eau pendant 28 jours Avant le démarrage de l’essai de

carbonatation accéléré, les échantillons sont placés durant 48 heures dans une étuve ventilée


réglée à une température de 40 ± 2°C. Les échantillons sont alors pesés puis disposés dans

l’enceinte de carbonatation (espacés de 2 cm). L’exposition des éprouvettes dans l’enceinte de

carbonatation accélérée a été réalisée au CERIB.

La mesure de l’épaisseur de béton carbonaté est faite après les durées d’expositions suivantes :

7, 14, 28 jours. Après chaque échéance, les échantillons sont retirés pour mesurer les épaisseurs

du BAP carbonaté ainsi que les pertes de masses. Pour mesurer l’épaisseur de diffusion du CO2

dans le BAP, les échantillons sont fracturés par fendage.

MESURE DE LA SEGREGATION

La ségrégation est l’un des problèmes majeurs rencontrés lors de la conception du béton

autoplaçant. Deux méthodes ont été utilisées pour estimer la ségrégation statique de nos

compositions:

Méthode de [BUI et al. 02(c)] : Le principe de la méthode consiste à quadriller les éprouvettes qui ont été découpées longitudinalement. Sept bandes de deux centimètres de hauteur sont tracées (Figures II‐15). On compte le nombre de granulats sur chaque bande.

Figure II15: Schéma explicatif de la mesure de la ségrégation

Bui et al. [BUI 02(c)] considèrent qu’il n’y a pas risque de ségrégation si l’équation Eq.II‐6 est

vérifiée :

(Eq. II‐6)

⎪⎪⎪

47

⎩ 4

Méthode de [AFGC 08(c)] : Cette méthode est inspirée de celle décrite dans le manuscrit de

thèse de [SED 99] et repose sur l’appréciation de l’enfoncement des granulats depuis la surface.

⎪⎪⎪

⎨

⎧

=

=±=

−

∑

∑

=

=

=

=

3%157

4

3

1

i

i

i

i

granulatsdeNbreY

granulatsdeNbreX

avecX

YX


Les échantillons de béton sont prélevés par sciage de manière à obtenir des surfaces découpées

perpendiculaires à la surface du béton. Une ligne, dite ligne de compactage, est tracée sur les

éprouvettes à une distance d de la surface (voir tableau ci‐dessous). La longueur de la ligne de

compactage dépend de la taille des granulats (D ). max

I8 om BAPTableau I

Longueur (Lc) de la ligne de

: Vérification de l’h

Distance d entre la ligne de

compactage et la surface (mm)

ogénéité en place du

Dimension minimale des granulats retenus pour le compactage

(mm)

.

Absence de ségrégation si le nombre de granulats

sur la ligne de compactage ≥

Dmax

compactage (mm)

10 600 Lc≤ 0 ≤ 80 5 5 1 012 600 L 800 ≤ ≤c 6 6 9 16 600≤ L 800 c ≤ 8 8 7 20 600 L 800 ≤ ≤c 10 10 5 22 750 Lc 1000 ≤ ≤ 10 11 5 31 900≤ Lc ≤1200 10 16 5

4. ESSAIS MECANIQUES

4.1. ESSAI DE COMPRESSION SIMPLE

Cet essai consiste à mesurer avec précision la force appliquée sur une éprouvette 16 x 32 cm

ainsi que son raccourcissement (NF P18‐407). On peut à partir de là, calculer la contrainte

maximale que peut supporter le BAP ‘’la résistance à la compression’’ et son module d’Young.

La machine utilisée est de type SCHENCK à asservissement hydraulique de capacité 300 tonnes.

Les essais sont réalisés à vitesse de contrainte imposée de 0,05MPa/s (Figure II‐16).

48

Micro ordinateur Piston

Commandes de

mouvements de

la traverse

Traverse mobile


49

Le module d’élasticité a été mesuré en utilisant un extensomètre constitué par une couronne

équipée de trois capteurs (Figure II‐17).

Figure II16: Machine de compression « SCHENCK ».

d’e

m

5. METHODE ADOPTEE POUR LA FORMULATION DES BAP

La littérature regorge de méthodes de composition de BAP. Cependant on remarque l’absence

d’une démarche unifiée et d’un consensus général concernant une méthode de formulation

reposant sur des concepts et des fondements théoriques comme cela est le cas pour les bétons

classiques.

La méthode que nous proposons dans ce travail est basée sur la norme Européen (EN 206‐1),

sur la méthode chinoise et sur l’optimisation du squelette granulaire. Notre souhait est de

proposer une méthode robuste qui s’appuie sur les caractéristiques physico‐chimiques des

constituants et sur le cahier des charges en termes notamment de classe de consistance et de

classe d’exposition.

Le béton autoplaçant témoin doit satisfaire à des exigences xposition de type XF2 et de

consistance de type SF1/SF2 avec un étalement de . ±= = 20650moyenD SF m

5.1. DOSAGE EN LIANT : NF EN 2061

Figure II17: Appareillage pour le module d'Young.

Extensomètre

onne » « Cour

Capteur

Eprouvette


50

es

Le BAP à formuler est utilisé pour réalisé des ouvrages exposés aux effets du Gel/Dégel modéré

ou faible « XF2 ».

La norme (NF EN 206‐1) précise que pour un environnement type XF2 le dosage minimal en

ciment t de Cmin=300 Kg/m3. Compte tenu de la taille maxi des granulats utilisés

( max 10iD mm= ) une correction est amenée à ce dosage qui devient Cmin=298 kg/m3.

Pour s’assurer une marge de sécurité et compte tenu des résultats de la littérature on a imposé

un dosage C=350kg/m3. Ce dosage est fort pour un environnement de type XF2 mais permet de

répondre à toutes les classes d’exposition hors XA3, de souligner le point de saturation en

adjuvant et d’assurer des résistances au jeune âge permettant un décoffrage rapide. Il est à noter

que cette marge de sécurité dépend, généralement, du cahier des charges du client (résistance

aux jeunes âges, classe d’exposition…), des matériaux qu’il utilise (fines, régularité, absorption

d’eau…) et des outils de production (qualité du malaxage, régularité des performances

mesurées…).

Pour assurer une bonne maniabilité tout en limitant les risques de ségrégation et de ressuage

les BAP des fillers calcaires ont été introduits dans la formulation. La Norme (NF EN 206‐1)

pondre aux conditions suivantes : impose une quantité de liant qui doit ré

(Eq. II‐7) 30,25 116 /FF kg

F C= ⇒ = m

+

(Eq. II‐8) 3 0,25 466 /equ equLiant C k F avec k Liant kg m= + × = ⇒ =

(Eq. II‐9) max

0,55equ

eff i

L

E

⎛ ⎞=⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠

5.2. D OSAGE EN EAU

Pour déterminer le dosage en eau et le dosage minimal en superplastifiant, on s’est basé sur les

essais effectués sur la pâte issue du BAP dosée comme il suit : 3 3350 / 116 /C kg m et F kg m= =

Les essais au mini cône et au cône de Marsh ont été réalisés en faisant varier le dosage en eau et

celui du superplastifiant (voir chapitre III).

5.3. DOSAGE EN GRANULATS


Le dosage des granulats est basé sur l’optimisation de la compacité du squelette granulaire

(graviers + sable). Le modèle d’empilement compressible [SED 99] a été utilisé. C’est un modèle

analytique, permettant un calcul théorique de la compacité d’un mélange granulaire à partir des

caractéristiques des constituants (les compacités propres des granulats constituant le squelette

du béton), des proportions du mélange et d’une grandeur qualifiant l’intensité du compactage.

EXPERIMENTATION

Les essais relatés dans cette partie ont pour but de réaliser un certain nombre de mélanges

granulaires afin de pouvoir calibrer les coefficients d’interactions, puis de collecter des mesures

de compacité de mélanges multimodaux, choisis dans les grains types de mélanges considères

comme conduisant aux compacités les plus élevées.

Des mélanges binaires de gravillon de classe 4/10 et de sable de classe 0/4 ont été considérés.

Le tableau II‐9 donne les propriétés de ces matériaux :

: Propriétés physiques ts utilTableau II9 des granula

Sable 0/4

isés.

Gravillon 4/10 Paramètres

Masse volumique apparente (en Kg/m3) 1,6 1,33

Masse volumique absolue (en Kg/m3) 2,6 2,5

Compacité 0,71 0,57

L’analyse granulométrique par tamisage révèle que la granulométrie des gravillons est serrée.

En revanche elle est plus étendue pour le sable qui contient peu de fines (0.25% de particules de

taille <63 mμ ). Par ailleurs, on remarque que le sable utilisé est moyennement fin puisqu’il est

composé de 26% de particules de tailles < 0,315 mm (module 26), de 50% de particules de

tailles comprises entre 0,315 mm et 1,25 mm.

RESULTATS

Un sable 0‐4 et un gravillon de 4‐10, sont considérés. Pour calculer la compacité expérimentale

du mélange binaire on est amené en général à séparer le sable en trois classes distinctes

(fragmentation du sable) S1, S2 et S3 et le gravillon en deux classes G1 et G2.

51

Compacité du Sable 04

La compacité des sables est mesurée sur un échantillon de 3Kg. Le matériau est déposé dans un

cylindre de dimensions 16×32cm fixé sur une table vibrante. On travaille en deux modes : sans

vibration et avec vibration.


Dans le cas de sans vibration, l’échantillon est au repos, par contre dans le cas avec vibration

l’échantillon est fermé par un piston exerçant une pression 10KPa. Cet échantillon est soumis

une vibration de 150Hz pendant une minute. La compacité est alors donnée par la valeur

ssion : moyenne (sur la moyenne de cinq valeurs) par l’expre

(Eq. II‐10) 3SC =

S Vρ ×

Où Sρ est la masse volumique du sable en Kg/m3 et V est le volume final de l’échantillon en m3.

Les valeurs de la compacité expérimentale du sable fragmenté sont présentées dans le tableau

II‐10.

Tableau II10 : Compacité expérimentale du sable (av sans vibr ). ec et

Sans

vib ati n

ation

Avec

vib ati n r o r o

Matériau ρ kg/m3) dmin (mm) dmax (mm) Cexp Cexp PF

S1

1989

0

0,315

0,635 0,737 1,16

0,639 0,757 1,18

0,645 0,767 1,18

S2

1888

0,315

1,25

0,564 0,728 1,29

0,581 0,747 1,28

0,599 0,767 1,28

S3

1695

1,25

4

0,558 0,625 1,12

0,564 0,639 1,13

0,575 0,653 1,13

Compacité des Gravillons 4 10

La mesure de la compacité expérimentale des gravillons s’effectue comme pour les sables, mais

sur un échantillon de 7,5Kg. La compacité expérimentale des gravillons est présentée par la

formule suivante :

(Eq. II‐11) 7,5G

52

G VρC =

×

Où Gρ est la masse volumique du gravillon en Kg/m3 et V est le volume final de l’échantillon en

m3.


Les valeurs de la compacité expérimentale du gravillon fragmenté sont présentées dans le

tableau II‐11.

Tableau II11: Compacité expérimentale du gravillon ( et sans vi n). Avec

Sans

vib ati n

bratio

Avec

vib ti n r o ra o

Matériau ρ kg/m3) dmin (mm) dmax (mm) Cexp Cexp PF

G1 654 4 6,3

0,591 0,647 1,09

0,598 0,653 1,09

0,600 0,664 1,10

G2 635 6,3 10

0,564 0,631 1,11

0,569 0,636 1,11

0,573 0,639 1,11

Les tableaux II‐12 et II‐13 récapitulent tous les résultats obtenus en utilisant le modèle de

l’empilement compressible ‘MEC’ et le modèle des suspensions solides ‘MSS’. Il faut noter, que

pour le modèle d’empilement compressible, on a utilisé un indice de compactage K=4,1 dans le

as sans vibration et K =9 dans le cas avec vibration. c

eau II12: Récapitulatif de la compacité du mélange binaire (MEC). Tabl

Mélange

binaire

53

G 1/S1 G 1/S2 G1/S3 G 2/S1 G2/S2 G2/S3

Sans vibration

C exp 0,66 0,66 0 ,649 0,69 0,667 0 ,662

Cth 0 ,76 0,87 0 ,90 0,75 0,8 5 3 0,85

G/S 1 1 1 1 1 1

th

th

CCC exp− 0,13 0,24 0,27 0,08 0,20 0,22


Avec vibration

C exp 0,76 0,75 0,71 0 ,795 0,765 0,76

Cth 0 ,85 0,91 0 ,95 0,85 0,8 5 8 0,93

G/S 1 1 1 1 1 1

th

th

CCC exp− 0,10 0,17 0,25 0,06 0 ,135 0 ,182

P Fexp 1,15 1,13 1,09 1,15 1,14 1,14

PFth 1,11 1,04 1,05 1,13 1,06 1,09

eau II capit latif de la c m acité d m l nge b (MSS). Tabl

Mélange

binaire

13: Ré

G

u

G

o p u é a

G

inaire

1/S1 1/S2 G1/S3 2/S1 G2/S2 G 2/S3

Sans vibration

C exp 0,68 0,66 0 ,655 0,66 0 ,657 0,66

Cth 0 ,85 0 ,83 0 ,82 0,8 8 1 0,81 0 ,80

G/S 1,2 1,2 1,5 1 1 1

th

th

CCC exp− 0,2 0,2 0,2 0,19 0,18 0 ,175

Avec vibration

C exp 0,77 0 ,759 0,74 0,79 0,76 0,75

Cth 0 ,87 0 ,88 0 ,86 0,83 0 ,82 0,81

G/S 0,8 0,8 1,2 1 1 1

th

th

CCC exp− 0,11 0,13 0,14 0 ,048 0 ,073 0 ,074

P Fexp 1,13 1,15 1,13 1,19 1,15 1,13

PFth 1,02 1,06 1,04 1,01 1,01 1,01

D’après les résultats obtenus avec le modèle l’empilement compressible « MEC », on constate

que la compacité expérimentale (mesurée) augmente au fur et à mesure qu’on augmente le

pourcentage des petits granulats. Elle atteint l’optimum entre 40%‐50% tandis que, la compacité

théorique (calculée) atteint l’optimum à 40% des petits granulats. En effet, l’ajout des petites

particules fait augmenter la compacité ; plus on augmente le pourcentage des petites particules

plus les vides entre les grosses particules sont remplis conduisant à un matériau de plus en plus

compact.

On peut remarquer que, la compacité expérimentale (mesurée) est maximale pour un

pourcentage de petits (qui varie entre 40% et 55%), tandis que la compacité théorique

(Calculée en utilisant MSS) est maximale pour un pourcentage de petits qui est égal à 40%.

54


Ces résultats aussi bien théoriques qu’expérimentaux conduisent à la conclusion selon laquelle

un rapport 1GS

On remarque, également, que les valeurs de la compacité expérimentale et théorique calculées

par le modèle d’empilement compressible sont plus élevées que celles calculées par le modèle de

= doit être retenu pour tous les mélanges.

suspension solide.

On peut conclure que, le modèle d’empilement compressible présente des résultats plus

prometteurs, un rapport 1GS= conduit à des compacités maximales.

Utilisation du logiciel RenéLCPC pour le calcul de la compacité du mélange G+S

A fin de pouvoir utiliser de façon pratique le modèle de l’empilement compressible, il est apparu

nécessaire de l’intégrer dans un logiciel convivial sous une interface Windows. Ce logiciel est

x de René Féret concernant l’optimisation granulaire des bétons. RENE‐LCPC basé sur les travau

Ce model permet de calculer :

- ires. La compacité d’un mélange quelconque de constituants granula

- L’indice de compaction de toute suspension à porosité donnée.

o sus- La p rosité de toute pension à indice de compaction donnée.

Ces calculs sont effectués à partir des proportions massiques de chaque constituant et de

caractéristiques aisément accessible à l’expérience :

- La compacité de l’empilement de chaque constituant pris individuellement, et de la

référence correspondante ;

- tuant ; La masse volumique de chaque consti

- La granularité de chaque constituant.

Le logiciel a fait l’objet d’une validation dans le domaine du calcul de la compacité des mélanges

granulaires secs.

La courbe suivante présente la compacité de notre mélange granulaire (Sable0/4 – Gravillon

4/10) calculée par le logiciel RENE‐LCPC :

55


0,60

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

% Petits

Com

paci

té

Créelle

Cexp

Figure II18: Courbe représentant la compacité calculée par le logiciel RENE‐LCPC.

Il apparaît qu’un rapport 1GS= (%S=50 et % G=50) conduit à une compacité réelle maximale de

0,887.

Les valeurs du Facteur de compactage ou le Packing Factor (qui représente le rapport entre la

masse volumique apparente de l’empilement granulaire compacté par vibration et la masse

volumique du squelette à l’état empilé sans compactage) ainsi que le rapport GS calculé, se sont

obtenues en utilisant invariablement le MEC ou le MSS (tableau II‐14).

Tableau II14: Récapitulatif des résultats du rapport GS.

Méthode d’essai Compacité maximale

du mélange « C »

Packing

factor Le rapport «

SG »

Modèle utilisé « MEC »

Essai expérimental 0,873 1,14 (%G=50,%S=50), G/S=1

René‐LCPC 0,887 1,12 (%G=50,%S=50), G/S=1

Modèle utilisé « MSS »

DREUX 0,832 1,20 (%G=56,%S=44), G/S=1,2

FAURY 0,788 1,26 (%G=48,%S=52), G/S=0,92

56


En comparant les rapports GS obtenus, on remarque que plus la compacité augmente plus on a

un rapport

57

GS qui est proche de 1 et qui vérifie, par conséquent, les recommandations de l’AFGC.

Pour l’optimisation du dosage des granulat des BAP de cette étude, on utilise le modèle de

l’empilement compressible qui conduit à

s

1GS= , avec une compacité maximale de γmax = 0,887.

Calcul du dosage en sable et en gravillon

A partir des résultats obtenus précédemment il apparaît que 1,12 1,26PF≤ ≤ . Une valeur

moyenne de PF=1,18 a été adoptée dans ce travail. Ce résultat est conforme aux travaux de Su et

al. [SU 01], qui montrent que cette valeur conduit à un BAP qui allie rhéologie et tenue

mécanique.

Ainsi pour le calcul des dosages en gravillons et sables : 50%

1 50%

GGet PF

SS

=⎧= ⇒ =⎨

=⎩1,18 .

Le dosage en sable est tel que 3/944 mkgMGSPFM SSS =⇒××= ρ

Le dosage en granulats est tel que 3/789)1( mkgMGSPFM GGG =⇒−××= ρ

5.4. APPORTER LES CORRECTIONS EVENTUELLES SUR 1M3 DE B ON

Après l’estimation du dosage en eau « E » et en superplastifiant « SP », il faut apporter des

corrections sur 1m3 du volume de béton :

ET

(Eq. II‐12) adjG S C EauF AT

irMM M M MM M

G S c F adj Eau Air

Vρ ρ ρ ρ ρ ρ ρ

On ne tiendra pas compte dans ce calcul volumique de l'air occlus (en principe, de 1 à 3% pour le

= + + + + + +

béton autoplaçant, dans notre cas l’air occlus est approximativement égale à 1,7).

Notre contrainte fut de mettre au point la formulation pour atteindre les recommandations sur

les propriétés d’étalement (entre 65±2cm) et donc l’obtention d’un béton aux qualités requises à

son utilisation, la correction de la formulation a porté sur la modification de la teneur en

superplastifiant. Sont des produits chimiques incorporés au béton frais en faibles quantités (en

général moins de 3% du poids de ciment selon le fabriquant) afin d’en améliorer certaines

propriétés. Leur efficacité est liée à l’homogénéité de leur répartition dans la masse du béton.

Ils jouent un double rôle, ils permettent d’une part, d’obtenir des bétons frais à consistance

parfaitement liquide, donc très maniables, par défloculation des grains de ciment. A maniabilité

donnée, ils offrent, d’autre part, la possibilité de réduire la quantité d’eau nécessaire à la


fabrication et à la mise en place du béton. La résistance du béton durci peut ainsi notablement

augmentée.

Une variation du dosage en superplastifiant a peu d’influence sur la viscosité mais un surdosage

peut entraîner des problèmes de ségrégation et de ressuage.

5.5. FABRICATION ET AJUSTEMENT DES DOSAGES POUR SATISFAIRE LES PROPRIETES RECOMMANDEES D’UN BAP A L’ETAT FRAIS

Les méthodes de formulation proposées dans la littérature sont basées sur les constats suivants :

- Le formulateur devra donc chercher à en diminuer le volume de gravier tout en gardant

à l’esprit qu’un minimum de gravier est nécessaire pour minimiser la demande en pâte, à

étalement constant. Afin d’obtenir une ouvrabilité suffisante, la pâte doit être

suffisamment fluide. Cette fluidité peut être obtenue en jouant sur le rapport eau sur

liant ou sur le dosage en superplastifiant.

- Une augmentation de la teneur en eau conduit à une chute de la résistance mécanique

qui peut être incompatible avec le cahier des charges mais diminue également la

viscosité de la pâte. Ceci augmente les risques de ségrégation des gravillons et donc

blocage. Au contraire une variation du dosage en superplastifiant a peu d’influence sur la

viscosité mais un surdosage peut entraîner des problèmes de ressuage.

- Enfin, le formulateur doit établir un équilibre entre le rapport eau sur liant et le dosage

en superplastifiant pour avoir une pâte fluide mais qui reste suffisamment visqueuse et

homogène. Il peut également utiliser un agent de viscosité pour limiter les problèmes de

ressuage et de ségrégation.

Pour un béton autoplaçant, il est nécessaire de garder un dosage en eau faible, ainsi que les

êmes quantités de ciment et de filler. m

5.6. COMPOSITION DU BAP

La quantité des différents constituants du mélange doit être calculée en volume, de la même

manière que pour un béton vibré. On calcule ainsi le volume relatif qu'occupe chaque

constituant dans un mètre cube (1000 l) de béton autoplaçant. Cette part s'obtient en divisant la

constituants par sa masse volumique. masse de chacun des

(Eq. II‐13) ( ) ( ) ( / )

Masse kgVolume l

masse volumique kg l=

58


59

La mise au point d’une formule de BAP est beaucoup plus complexe, parce que, d’abord, les

constituants sont au nombre minimal de six, contre quatre dans le cas des bétons ordinaires.

Ensuite, le cahier des charges d’un BAP comporte plus clauses, en particulier à l’état frais ; il faut

réaliser, en plus de l’essai au cône, l’essai à la boite en L et l’essai de stabilité au tamis. Enfin, et

surtout, les propriétés des BAP sont contradictoires ; un béton riche d’une pâte fluide est très

sensible à la ségrégation. Donc le tableau II‐15 présente la composition de notre BAP.

15: Composition du Tableau II BAP utilisée.

Poids sec en Kg/m3 Constituants

Ci I ment CEM 350

Sable 0/4 944

Gravillon 4/10 789

Fillers calcaires 116

Superplastifiant % au poids de liant

G/S 1

La proc à suivre pour mettre en place un BAP est décrite comme suivant : édure

Sable

n Gravillo

t Cimen

Filler

Malaxage à sec à 2min.

Eau + superplastifiant

Malaxage de tout à 4min.

Le temps total de malaxage est de 6 min.

3ème Chapitre:

INFLUENCE DES FINES CALCAIRES SUR LA RHEOLOGIE

ET LES CARACTERISTIQUES DES BAP

Chapitre III : Influence des fines calcaires sur la rhéologie et les caractéristiques des BAP

61

1. CARACTERISTIQUES DE LA PATE A L’ETAT FRAIS

Les bétons autoplaçants sont caractérisés par leur fluidité élevée. Cette caractéristique est

affectée par l'addition des fillers, pouzzolaniques ou non pouzzolaniques, au ciment de Portland.

Parmi les fillers non pouzzolaniques, les fines calcaires sont les plus fréquemment utilisées dans

des mélanges de BAP [BIL 99(a)]. Différents auteurs ont établi que, les fines calcaires augmentent

la stabilité et l’ouvrabilité des BAP frais [NEH et al. 00(b)], [GHE et al. 02], [ESP 08(b)], [YE 07] et

[NAN et SAN 09]. Par ailleurs, certains auteurs [ESCA 88], [BUI et al. 99(b)], [GRA et al. 99], [PER

01(b)], [ZHU et al. 03(a)] ont montré que, la finesse des fillers calcaires affecte peu la demande en

superplastifiant et mène de manière significative à une augmentation de la résistance à la

compression particulièrement aux jeunes âges par comparaison à un béton vibré avec les

mêmes rapports Eau/liant.

On propose dans ce travail, d’étudier l'influence des fillers calcaires sur les propriétés des bétons

autoplaçants à l’état frais. Les fillers étudiés (BETOCARB®P2) notés respectivement "MFS",

"MFO" et "LFE" se différencient par leur surface de Blaine "B" tout en ayant une composition

chimique comparable.

L’objectif vise à étudier l'effet de la finesse des fillers sur la demande en eau et en

superplastifiant ainsi sur les propriétés du BAP à l’état frais et au jeune âge.

Les poudres sont constituées de 350 kg/m3 de ciment et 116 Kg/m3 de filler conformément à la

norme (NF EN 206‐1) et en tenant compte des conditions d’exposition du BAP et de la taille

maximale des granulats (voir chapitre II).

1.1. DETERMINATION DU DOSAGE OPTIMAL EN EAU

Il serait vain de vouloir comprendre le comportement du béton sans connaître celui de la pâte

qui le compose. L’objectif de cette partie, est d’étudier le comportement rhéologique de la pâte

issue du BAP afin de déterminer :

‐ Le dosage optimal en eau destinée pour la formulation de notre BAP.

‐ Le dosage optimal en superplastifiant utilisé dans la formulation de notre BAP.

Dans ce contexte, on a effectué une série d’essais sur la pâte (ciment+filler): Essai de Vicat, essai

de mini cône et essai de cône de Marsh.

ESSAIS AU MINI CONE (NF EN 1961)

Une série d'essais a été effectuée en utilisant le mini cône pour caractériser la rhéologie de la

pâte du ciment seule et avec des additions calcaires (Figure III‐1).


62

40mm

Figure III1: Dimen ne.

La grandeur mesurée est l’étalement décrit par

sions du mini cô

+= 1 2

2moyen . Plusieurs compositions ont été

testées en faisant varier le volume d’eau E . L’étalement relatif,

80mm

70mm

DD

D

V( )

( )⎛ ⎞

Γ = −⎜⎜⎝

2

1moyen

o

D mm

D mm⎟⎟⎠

, a été

reporté en fonction du rapport E

P

VV

( Figures III‐2a et III‐2b).

On remarque l’existence d’une relation linéaire affine entre Γ et E

P

VV

pour chaque poudre et

pour les mélanges ciment+filler décrit par l’équation :

(Eq.III-1) β α= +Γ×EP P

P

VV

0.000

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00

Γ=(Dmoy/d0)²-1

VEe

ff/V P

CEM

MFSMFO

LFE

�

Figure III2a: Evolution de l’étalement relative en fonction de (VE/VP) pour le ciment et les

fillers.


0.600

0.800

1.000

1.200

1.400

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00Γ=(Dmoy/d0)²-1

VEef

f/VP

CEM+MFS

CEM+MFO

CEM+LFE

Figure III2b: Evolution de l’étalement relative en fonction de (VE/VP) pour ciment+ fillers.

Où β p renseigne sur le dosage minimal en eau nécessaire pour fluidifier la poudre alors que αP

est un coefficient qui mesure la capacité de la poudre à s’étaler en augmentant le dosage en eau.

Les résultats obtenus dans ce travail sont cohérents avec ceux de Domone et al. [DOM 97(b)] et

ceux de Brouwers et al. [BRO 05].

Les valeurs de αp et de βp sont reportées dans le tableau III‐1a. On remarque que la demande en

eau de la poudre dépend de deux paramètre : sa composition chimique et de sa finesse. Ainsi le

ciment et le filler calcaire de type « LFE » ont une surface de Blaine quasi identique mais la

demande minimale en eau nécessaire pour fluidifier la poudre est plus importante pour le

ciment qui consomme une partie de cette eau en réactions chimiques.

Les fillers calcaires ont une composition chimique presque identique mais des surfaces de Blaine

différentes. Ainsi il apparaît que plus les particules sont fines moins la demande en eau

nécessaire pour son écoulement est importante.

63

Tableau I tats obt nus sur la pâte ure. II 1a: Résul e p

Sb (m²/kg)

Le mélanges de p res (ciment+fill ont été également testée les valeuroud ers) s et s de αP et de pβ

sont reportés dans le tableau III‐1b. On observe le même type de comportement : en augmentant

Pâ e te pur αP βp P

Cβ+

=1xp

1e

CEM 395 0,057 0,92 0,520

LFE 409 0,045 0,57 0,636

MFO 457 0,053 0,56 0,641

MFS 552 0,066 0,47 0,680


la finesse du mélange on diminue le dosage en eau minimal nécessaire pour remplir les vides et

conduire à l’écoulement de la pâte.

64

Tableau I tats obt nus sur les pâte mixtes. II1b: Résul e s

Pâte mixte Sb (m²/kg)

• Mesure de la compacité

La compacité de la pâte est calculée sur la base des travaux d’Okamura et al. [OKA 95(b)]. Elle

dépend de la valeur de pβ (Eq. III‐2).

(Eq.III‐2) β

=exp1+1 P

On remarque que la finesse joue un rôle sur la compacité de la pâte pure ou mixte. La pâte

caractérisée par une faible valeur de βp (c’est à dire une demande moins élevée de l’eau pour

remplir les vides) est plus compacte.

C

• Coefficient de déformation

Brouwers et Radix [BRO 05] ont montré que plus la surface interne est grande, plus le coefficient

de déformation est grand (plus la quantité d’eau demandée pour atteindre un étalement relatif

donné est importante). Ils ont établi une relation entre le coefficient de déformation Pα et la

surface de Blaine de chaque poudre (ciment, fillers) : BS

(Eq.III‐3) soit P B P P PS Sα δ ρ α δ= × × × =

Où PS désigne la surface spécifique de la poudre considérée et Pρ est sa masse volumique.

Cette évolution est confirmée en reportant les valeurs obtenues dans le cadre de ce travail sur

un graphe (Figure III‐3). Les résultats sont explicités dans le Tableau III‐2a et Tableau III‐2b.

αP βp P

Cβ+

=1xp

1e

75%CEM+25%LFE 398,5 0,060 0,76 0,568

75%CEM+25%MFO 410,5 0,050 0,75 0,571

75%CEM+25%MFS 434,25 0,055 0,71 0,584


65

Ta

Poudre

bleau III rs expérimentales de [BRO 05].

P

2a: Valeu

SB (m²/kg) ρ (Kg/m3) αp P

B PS α

δ =×ρ

CEM III 470 2950 0,062 4,47E‐08

Limes wder tone po 460 2740 0,045 3,57E‐08

Fly ash 390 2250 0,039 4,44E‐08

Portla wder nd po 376 2400 0,061 5,15E‐08

GGBS 420 2900 0,046 3,77E‐08

u III2 m s btenues dans ce travail. Tablea b: Valeurs expéri

SB (m²/kg)

entale o

Poudre Pρ (Kg/m3) αp P

B PS α

δ =×ρ

CEM ,5 I 52 395 3110 0,057 4,64E‐08

LFE 409 2710 0,045 4,06E‐08

MFO 457 2700 0,053 4,29E‐08

MFS 552 2720 0,066 4,39E‐08

Le tracé des données obtenues et celles relevées dans la littérature (Figure III‐3) confirme

l’évolution linéaire entre le coefficient de déformation et face spécifique des poudres. La

valeur de δ est évaluée à partir de neuf poudres 84 10δ

la sur−= × . Domone et Wen [DOM 97(b)]

montre que ce dernier paramètre est directement lié à la viscosité plastique de la pâte.

0,030

0,035

0,040

0,045

0,050

0,055

0,060

0,065

0,070

500000 700000 900000 1100000 1300000 1500000 17000003

αp

Blaine*ρ(m²/m )

Y=4.10-8XR²=0,6278

♦[DOM 97]

♦ Nos points expérimentaux

Figure III3: Relation entre le coefficient de déformation des pâtes et la surface spécifique de

Blaine par unité de volume.


ESSAI AU CONE DE MARSH (NF P 18 358)

Des essais au cône de Marsh ont été effectués sur les différentes pâtes en faisant varier le

dosage en eau. On montre que :

‐ L’écoulement de la pâte se fait à partir d’un rapport Eeff/L minimal noté (Eeff/L)0 (Figure III‐

4a). Ainsi, l'augmentation de la teneur en eau induit une augmentation de la fluidité de la

pâte qui se traduit par une diminution des temps d’écoulement « tv. ». On note, également

que si le dosage en eau minimal nécessaire à l’écoulement dépend de la composition

himique de la poudre le temps d’écoulement est plus sensible à sa finesse (Tableau III‐3a). c

Tableau III3a: inimaux e E 0 obtenu i de côn de (pâte pure). Dosages m

Pâ re

n ( eff/L)

(

s par l’essa

SB(m²/Kg)

e Marsh

tvma ec) Eeff/L)0 x (ste pu

CEM 0,400 395 47

MFS 1,200 552 46

MFO 1,200 457 48

LFE 1,200 409 50

14,00

19,00

24,00

29,00

34,00

39,00

44,00

49,00

54,00

0,200 0,400 0,600 0,800 1,000 1,200 1,400 1,600 1,800 2,000

Eeff/L

66

t v (s

)

CEM

MFS

MFO

LFE

(Eef f /C)0(Eef f /L)0

Figure III4a: Résultats de cône de Marsh obtenus sur la pâte pure.

- La quantité minimale d’eau nécessaire à l’écoulement des poudres fabriquées à partir de

fillers calcaires et de ciment est égale à 0,3 et ne dépend pas de la finesse du mélange.

Cependant le temps d’écoulement est d’autant plus élevé que la surface de Blaine de la

poudre est élevée ce qui se traduit par une viscosité plus importante.


67

Tableau III3b: Dosages minimaux de /L enus pa l cône de ar te mixte). E obt

(E

r ’essai de

Sb( )

M sh (pâ

tvma ec) Pâte mixte eff/L)0 m²/Kg x (s

75%MFS+25%CEM 0,300 398,5 48

75% MFO+25%CEM 0,300 410,5 50

75%LFE+25%CEM 0,300 434,25 52

14,00

19,00

24,00

29,00

34,00

39,00

44,00

49,00

54,00

0,200 0,250 0,300 0,350 0,400 0,450 0,500 0,550 0,600

Eeff/L

t v (s

)

CEM+MFSCEM+MFOCEM+LFECEM

(Eef f /L)0 (Eef f /C)0

Figure III4b: Résultats de cône de Marsh obtenus sur la pâte mixte.

CONCLUSION

Différents essais ont été conduits sur le liant (Ciment + Filler) afin de déterminer le dosage en

eau. Il en ressort que le rapport massique min imal

EL

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

exigé est :

osagTableau III4 : D

Ciment rs MFS

e minimal en eau.

Ciment +Fillers MFO T i ype d’essa +Fille Ciment rs LFE +Fille

Mini‐cône 0 ,267 0 ,270 0 ,293

Cône de Marsh 0,3 0,3 0,3

Au vu de ses résultats le dosage e st déterminé en imposant un rapport n eau e 0,35effE

L= ce qui

conduit à un dosage en eau : . 3164 /E kg= m


1.2. DETERMINATION DU DOSAGE DE SATURATION EN SUPERPLASTIFIANT

La recherche du dosage en superplastifiant a été réalisée en effectuant des essais sur les pâtes de

composition:

3 3 3350 / , 116 / , 164 / 0,35effEC kg m F kg m E kg m et

L= = = =

MINI CONE (NF EN196 1)

Les résultats issus des essais effectués sur les pâtes en faisant varier le dosage en

superplastifiant révèlent l’existence d’un dosage de saturation, opSP , dosage au dessus duquel

l’étalement ne varie plus quand on augmente le dosage en superplastifiant (Figure III‐5a). Cette

obse

tendance a été rvée sur les pâtes pures et les pâtes composées de ciment et de fillers.

Les valeurs de et des étalements correspondants sont représentées dans le Tableau III‐5. opSP

10

15

20

25

30

35

40

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20 1,30 1,40SP (%)

Dm

oy (c

m)

MFS+CEMMFO+CEM

LFE+CEM

(SP)op

Dmoy,max

Figure III5a: Evolution d’étalement de la pâte mixte en fonction de SP.

On remarque que la demande en SP est légèrement plus importante quand on augmente la

finesse des particules. La nature chimique des particules ne semble pas jouer un rôle

prédominent. Le rôle majeur du superplastifiant consiste donc à défloculer les grains de la

oudre au contact de l’eau. p

68


Tableau II Points de sa ti b âte testé au cône. tura on de SP o

(SP )

tenus sur p

SB(m²/Kg)

e mini

Dma )

69

I5a:

Pâte )op (% x (mm

CEM 0,79 395 348

MFS 0,85 552 361

MFO 0,82 457 362

LFE 0,81 409 358

75%CEM+25%MFS 1,02 4 34,25 378

75%CEM+25%MFO 0,78 410,5 362

75%CEM+25%LFE 0,90 398,5 364

CONE DE MARSH (NF P 18 358)

Les résultats obtenus à partir des essais de cône de Marsh sur pâtes, prouvent qu'en augmentant

le dosage en SP le temps d'écoulement augmente pour atteindre une valeur de saturation,

opSP qui correspond à un temps d’écoulement, max ivt (tableau III‐5b). Les valeurs du dosage de

saturation du super plastifiant obtenues au cône de Marsh sont très proches de celles obtenues

par l’essai de mini cône. Le dosage de saturation ne semble pas dépendre de la composition

chimique de la poudre mais plus de sa finesse. L’introduction de fillers calcaires très fins

augmente la viscosité de la pâte mais cet effet est contrebalancé par l’introduction du super

plastifiant qui augmente sa fluidité conduisant à une pâte moins épaisse.

Tableau III5b: de saturation d obtenus par l’essai de cône de sur pâtes.

S

Points

Pâ re

e SP

)

Marsh

ec) op (% i (sSB(m²/Kg) te pu P

maxvt

CEM 0,78 395 13

MFS 0,68 552 13

MFO 0,82 457 18

LFE 0,78 409 21

75%CEM+25%MFS 1,04 4 34,25 14,5

75%C EM+25%MFO 0,81 410,5 16,5

75%CEM+25%LFE 0,85 398,5 17,5


70

12

17

22

27

32

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80

t v

37

42

47

52

1,00 1,20 1,40

SP (%)

(s)

CEM+MFSCEM+MFOCEM+LFE

(SP)op

tv,max

Figure III5b: Evolution du temps d’écoulement sur la pâte mixte en fonction du SP.

CONCLUSION

Les essais de cône de Marsh et de mini cône ont permis sur pâtes de fixer le dosage à saturation

du superplastifiant peut être utilisée pour la formulation du BAP. Les pâtes doivent être

suffisamment visqueuses afin de soutenir les granulats et pour assurer la fluidité du BAP. Le

dosage optimal en superplastifiant pour chaque pâte est résumé au tableau III‐6. Nous

rappelons qu’ils sont o nus pour la c de l âte suivante : bte omposition a p

3 3350 / , 116 / , 164 /C kg m F kg m E kg= = =

Table sage à s asti

3 0,35effEm et

L=

au III6 : Do

T i

aturation en superpl

Ciment rs MFS

fiant (%)

Ciment +Fillers MFO ype d’essa +Fille Ciment rs LFE +Fille

Mini‐cône 1,02 0,78 0,90

Cône de Marsh 1,04 0,80 0,85

1.3. ETUDE DE LA CONSISTANCE DE LA PATE EN UTILISANT L’AIGUILLE VICAT

Actuellement, l’essai de Vicat représente l’essai standard du suivi de la prise. L’aiguille de Vicat

est utilisée pour la mesure de la consistance d’une pâte de ciment. La méthode telle qu’elle est

utilisée habituellement (NF EN 196‐3) consiste à mesurer l’enfoncement d’une aiguille dans une

pâte constituée d’une masse constante et d’une quantité d’eau variable. La teneur en eau donnée

par la méthode est celle conduisant, à l’issue de l’essai, à une distance de (6±1) mm entre

l’aiguille et la plaque de base (figure III‐6). Dans notre étude on fait varier la quantité d’eau et


donc le rapport Eau/liant en masse. On considère que la valeur optimale du rapport EL est

atteinte pour un enfoncement de 20mm [HAD 07].

On rappelle que, le ciment utilisé est de type CPA‐CEM I 52,5, sa surface de Blaine est égale à

395m²/Kg. Les fillers utilisés sont des fillers calcaires (MFS, MFO et LFE ), leurs surfaces de

Blaine sont respectivement 409m²/Kg, 457m²/Kg et 552 m²/Kg.

La figure III‐6 représente l’évolution de l’enfoncement de l’aiguille en fonction du dosage en eau.

Cette méthode nous permet de fixer ou déterminer le dosage global en eau. Les résultats

obtenus sur les différentes pâtes testées montrent que le rapport en masse eau‐liant compris

entre 0,30 et 0,32.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

100 110 120 130 140 150 160 170 180

CEM

CEM+LFE

CEM+MFO

Hau

teur

(mm

)

CEM+MFS

71

Eau (l)

Figure III6: Evolution de la distance entre l’aiguille et la plaque en fonction de la quantité d’eau.

• Mesure de la Compacité

La compacité de la pâte est calculée en fonction de la quantité d’eau qui conduit à cet état

d’enfoncement (20mm):

(Eq.III‐4) ρ

=⎛ ⎞+ ⎜ ⎟⎝ ⎠

exp1

1 poudre

CEL

Poudreρ : densité de la poudre et EL⎜ ⎟

⎝ ⎠rapport en masse de l’eau sur liant.

Les résultats obtenus sont résumés dans Le tableau III‐7. On remarque que l’introduction de

fillers calcaires diminue la compacité de la poudre et augmente la demande en eau minimale et

eci de façon d’autant plus importante que la finesse des fillers est élevée.

⎛ ⎞

c


Tablea ts de la co ité de chaqueu III7 : Résulta

Blaine (m²/Kg)

mpac pâte.

Compacité P âte mixte E/L

CEM 52,5 395 0,304 0,514

75%CEM+25%LFE 398,5 0,313 0,454

75%CEM+25%MFO 410,5 0,319 0,450

75%CEM+25%MFS 434,25 0,322 0,447

A partir de ses résultats, il apparaît que pour avoir une pâte homogène le rapport EL doit

satisfaire la condition suivante : ≥0,32E . L

• Mesure des temps de prise et détermination du dosage optimal en eau

Pour étudier l’influence de la finesse, sur le temps de prise de la pâte, une série d’essais a été

effectuée sur la pâte mixte (ciment+filler).

2

3

4

5

0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

E/L

Déb

ut d

e pr

ise

(h)

CEMCEM+LFECEM+MFOCEM+MFS

2

3

4

5

0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

E/L

Déb

ut d

e pr

ise

(h)


2

3

4

5

0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

E/L

Déb

ut d

e pr

ise

(h)


2

3

4

5

0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

E/L

Déb

ut d

e pr

ise

(h)


Figure III7a: Evolution de début de prise en fonction de E/L pour chaque filler.

72


6

7

8

9

10

0,2 0,25 0,3 0,35 0,4

E/L


Fin

de p

rise

(h)

Figure III7b: Evolution de fin de prise en fonction de E/L pour chaque filler.

On note que, l'introduction des fillers (MFS, MFO et LFE) dans le ciment, affecte le temps de

prise (début et la fin) (Figure III‐7a et III‐7b).

En augmentant la teneur en eau le temps de prise augmente [AND et al. 03]. Cette constatation

est d’autant plus remarquable que la finesse des les fillers additionnés est élevée. On remarque,

également, que la finesse ne joue plu cun rôle sur le temps de début de prise qui atteint un

seuil et stabilise pour un rapport

s au

≥0,35EL

.

Tableau ultats de l’ III8a: Rés

E

essai de Vicat.

Blaine /Kg) /L=0,351 (m² Débu (h) t de prise Fin h) de prise (

CEM 52.5 395 4h28mn 7h25 mn

75%CEM+25%LFE 398,5 4h32 mn 8h40 mn

75%CEM+25%MFO 410,5 4h37 mn 8h36 mn

75%CEM+25%MFS 434,25 4h45 mn 9h32 mn

On supposera par la suite que le dosage en eau optimal déterminé à travers l’essai Vicat réalisé

sur pâte est :

=0,35EL

ce qui conduit à un dosage en eau : =164 E litr

73

es


74

sitio

• Mesure des temps de prise et détermination du dosage en superplastifiant

Pour étudier l’influence de l’introduction du superplastifiant sur le temps de prise de la pâte, des

essais ont été réalisés sur les pâtes de compo n :

= = =3 3 3350 / , 116 / 164 /C kg m F kg m et E m

Les résultats obtenus sont regroupés dans le tableau III‐2b. On remarque que, l’introduction du

superplastifiant engendre une augmentation des temps de prise. Il apparaît que le

superplastifiant ne joue pas uniquement le rôle d’un défloculant des grains de ciment mais

également de retardateur de prise. Ce résultat n’est pas étonnant puisque le rôle du

superplastifiant est de casser les agglomérats formés par la poudre afin de rendre l’eau piégée

entre les grains disponible et améliorer par conséquent l'ouvrabilité du mélange.

Tableau ultats de l’i erpIII8b: Rés nfluence de sup

Blain Kg)

lastifiant.

Débu (h) E/L=0,35 e (m²/ t de prise Fin de prise (h)

CEM+LFE+1%SP 398,5 4h91 mn 9h16 mn

CEM+MFO+1%SP 410,5 5h08 mn 9h60 mn

CEM+MFS+1%SP 434,25 5h25 mn 10h16 mn

1.4. SYNTHESE ET DISCUSSION

Les résultats de la caractérisation rhéologique de la pâte, ont montré que :

Les résultats au cône de Marsh au mini cône effectués sur la pâte, ont pour objectif de

déterminer le dosage en eau (Eeff/L) et en superplastifiant (SP) nécessaires pour la

formulation du BAP. Ils ont conduits à des résultats similaires.

La finesse joue un rôle important sur le temps de prise de la pâte (essai de Vicat), la pâte

fabriquée avec des fillers caractérisés par une surface de Blaine la plus élevée présente

des temps de prise longs. L’introduction du superplastifiant amplifie ce constat : début

de prise plus long. Ceci nous ramène à supposer que le superplastifiant utilisé joue le

rôle de retardateur de prise. Cela est très important, car c’est un indicateur pour la

résistance mécanique au jeune âge et un paramètre significatif pour le dégagement de la

chaleur d’hydratation.

La finesse influe de manière significative sur la quantité d’eau nécessaire pour remplir

les vides dans la pâte.

Le dosage en superplastifiant de saturation est beaucoup plus affecté par la finesse des

particules des poudres que par leur composition chimique. Pour les fines calcaires


utilisés, une augmentation de la surface de Blaine conduit à une diminution du dosage en

superplastifiant répondant à la maniabilité du BAP.

75

e et J‐Ring) SP 0

s sont c

2. CARACTERISATION DES BAP A L’ETAT FRAIS

Après avoir caractérisé la pâte et déterminé les dosages optimaux en eau et en superplastifiant,

on propose d’étudier l’influence de la finesse des fillers calcaires sur le comportement

rhéologique du BAP, son ouvrabilité (Slump Flow), sa stabilité (stabilité au Tamis) et sa

résistance à la ségrégation (L‐Boît [E 8(b)] et [NAN et SAN 09]. Toutes les

formulation aractérisées par 1 0,3effEGet

S L= = 5 lles n

. E so t composées comme il suit :

3 3 3 3 3350 / , 116 / , 164 / , 783 / 939 /C kg m F kg m E kg m G kg m et S kg m= = = = =

15 compositions différentes ont été élaborées en changeant le dosage en superplastifiant ‘’SP’’

de telle sorte à satisfaire la conditio n de consistance suivante :

Etalement =Dmoy= 65±2cm

Les dosages de superplastifiant ont été choisis de part et d’autre des dosages de saturation

obtenus sur pâtes :

Tableau ge à sa sti P té III9 : Dosa

Poudre

turation en superpla

Ciment +Fillers MFS

fiant (%) pour les BA

Ciment +Fillers MFO

moins.

Ciment +Fillers FL E

) 1,04op poudreSP = ( ) 0,8op poudre

SP = ) 0,9op poudreSP = ( (

Dosage en SP(%) 0,7 1,4BAPSP≤ ≤ 0,7 BAPSP 1≤ ≤ 0,7 BAPSP≤ ≤0,9

Le tableau III‐10 récapitule les résultats des différents essais de caractérisation des trois types

de BAP. Chaque essai rhéologique a été répété au moins trois fois pour une composition donnée.

Les valeurs reportées dans le tableau constituent une moyenne.


Résultats de slump Résultats de L‐box Résultats de J‐ring Résultats du tamis

BAP Hext (cm)

Hint‐Hext (cm)

D moy

(cm) H /H1 Hint

(cm) Masse de la pâte (kg)

BAP testé Sp(%) D1 (cm) D2 (cm) Dmoy (cm) H1(cm) H2(cm) 2

(%) π (%)

BAP_MFS

0,70 1 54 55 54,50 13 7 53 5,30 1,60 3,70 50,5 0,122 2,542 0,90 2 59 60 59,50 12,4 7,5 60 5,00 2,30 2,70 56 0,163 3,396 1,10 3 61 62 61,50 12 8 66 4,60 2,70 1,90 55 0,272 5,667 1,20 4 64 65 64,50 11,8 8,2 69 4,80 2,50 2,30 55 0,272 5,667 1,40 5 72 73 72,50 10 9,5 95 3,80 1,70 2,10 59,5 0,325 6,771 1,35 6 66 67 66,50 10 8,8 88 4,20 2,50 1,70 64,5 0,349 7,271

BAP_MFO

0,90 7 72 73 72,50 10 9,5 95 5,20 3,00 2,20 66 0,399 8,302 0,80 8 66 67 66,50 10,2 8,8 86 5,00 2,20 2,80 63,5 0,230 4,792 0,70 9 62 63 62,50 11 7,5 68 5,20 1,80 3,40 59 0,168 3,500 1,00 10 74 71 72,50 11,5 12,4 92 3,70 2,20 1,50 64 0,271 5,646

BAP témoins

Tableau III10 : Résultats récapitulati caractérisati fs des différents essais de ons des trois BAP.

BAP_LFE

1,00 11 67 68 67,50 12,5 9 72 5,40 3,20 2,20 60,5 0,250 5,208 1,20 12 74 75 74,50 9 8,5 94 4,20 2,30 1,90 66 0,384 8,000 1,05 13 65 66,5 65,75 10,5 9 85 4,60 2,80 1,80 62,5 0,321 6,688 1,15 14 71 72 71,50 10,5 9,6 91 4,00 2,00 2,00 64 0,362 7,542 0,9 15 57 58 57,50 15,5 8,2 53 5,20 3,00 3,40 55 0,200 4,167

76


77

2D c±

dosa

2.1. OUVRABILITE DES BAP

DETERMINATION DU DOSAGE EN SUPERPLASTIFIANT POUR SATISFAIRE 65n m=

Pour le "BAP_MFS" les principaux résultats montrent un mauvais écoulement du BAP à

travers le ferraillage avec blocage pour SP=0,7% et une ségrégation pour SP=0,9%. Par ailleurs,

la fluidité devient très importante et une ségrégation statique apparaît pour SP=1,4%. Par

conséquent 0,9%<SP<1,4% est une gamme satisfaisante du ge en SP. Le dosage permettant

de satisfaire la condition de consistance imposée est :

moye

1,35%SP = .

BAP_MFS

50

55

60

65

70

75

80

0,50 0,70 0,90 1,10 1,30 1,50SP (%)

Slum

p Fl

ow (c

m)

0

20

40

60

80

100

120

H2/

H1(

%)

Dmoy(cm)

L-BOX:H2/H1(%)

Figure III8a: Résultats de Slump Flow et L‐Box “BAP_MFS’’.

Pour "BAP_MFO" les résultats obtenus à travers les essais de L‐Box et d’étalement indiquent

que l’ouvrabilité du BAP, sa résistance à la ségrégation dynamique et sa mobilité en milieu

confin nt en accord avec les recommandations de l’AFGC [AFGC 00(a), AFGC 08(c)] pour

(la figure III‐8b).

é so

0,8%SP =

BAP_MFO

50

55

60

65

70

75

80

0,50 0,6

Slum

p Fl

ow (c

m)

0

20

40

60

80

100

120

H2/

H1(

%)

Dmoy(cm)

L-BOX:H2/H1(%)

0 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10SP (%)

Figure III8b: Résultats de Slump Flow et L‐Box “BAP_MFO’’.


‐78‐

uvrab

Pour "BAP_LFE" un dosage en superplastifiant tel que SP<0,9% est à l’origine d’une mauvaise

mobilité du béton à travers le ferraillage (figure III‐8c). D'autre part, quand SP>1,15% la fluidité

devient très importante et une ségrégation statique est détectée. Par conséquent, un dosage en

superplastifiant tel que 0,9%<SP<1,15% conduit à des résultats satisfaisants en termes de

mobilité du béton en milieu confiné et d’o ilité. Le dosage permettant de satisfaire la

condition de consistance imposée est : 1,05%SP = .

BAP_LFE

50

55

60

65

70

75

80

0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20 1,30

Slum

p Fl

ow (c

m)

0

20

40

60

80

100

120

H2/

H1(

%)

Dmoy(cm)

L-BOX:H2/H1(%)

SP (%)

Figure III8c: Résultats de Slump Flow et L‐Box “BAP_LFE’’.

MAINTIEN DE L’OUVRABILITE

Le protocole consiste à mesurer l’étalement après des temps de repos variant de 6mn à 60mn

des BAP formulés avec les dosages en SP définis à travers les essais d'étalement et du L‐Box.

Pendant le repos, le BAP est sujet à deux phénomènes. Le premier est de structuration induit par

la thixotropie, phénomène réversible dès lors qu’on applique au matériau des contraintes qui

provoquent la déstructuration de l’état de floculation acquis au repos. Le deuxième phénomène

est le vieillissement, phénomène irréversible du à des réactions physico‐chimiques entraînant

l’augmentation de la viscosité. Toutou et al. [TOU 05] ont montré que l’essai d’étalement ne

permet pas de séparer les deux effets souvent présents dans les BAP.

a g eNous avons reporté dans l Fi ure III‐9 l’évolution de l’étalement d s trois types de BAP.

On remarque une perte de l’étalement pour les trois BAP. La cinétique de diminution de

l’étalement est plus prononcée pour le BAP formulé avec des fillers ayant une surface de Blaine

"SB" faible. On remarque, également, que BAP_LFE (additionné avec les fillers les moins fins)

perd son caractère auto‐plaçant après un temps de maintien inférieur à 30mn contrairement aux

deux autres BAP. De même, il apparaît que la perte d’étalement des BAP‐MFS et BAP‐MFO est

sensiblement la même après des temps de repos courts mais que la cinétique est différente. On


constate que BAP‐MFS se fige moins rapidement que les deux autres formulations de BAP : sa

structuration (floculation) est plus lente.

59

60

61

62

63

64

65

66

67

68

6

BAP_MFS BAP_MFO BAP_LFES

lum

p (c

m)

15 30 45 60Temps (mn)

Figure III9 : Evolution de Slump Flow en fonction du temps.

OUVRABILITE EN MILIEU CONFINE

La tendance d’un BAP au phénomène de blocage se mesure à sa capacité à s’écouler à partir d’un

cône disposé au centre d’un anneau contenant des barres d'armature (Figure III‐10a). On

mesure généralement l’étalement et la différence de hauteur int extH H− . Il n’existe pas de

spécifications claires concernant cet essai selon l’EFNARC [EFN 05] ou l’AFGC [AFGC 08(c)].

Cependant, est généralement admis que pour satisfaire le risque de non blocage, il faut que

int 20extH H m− ≤ . Certain auteurs [WUS 03] estiment que le risque de non blocage n’est

satisfait que si

il

s m

int 15extH H mm− ≤

Figure III10a : Essai de J‐Ring pour mesurer le risque de blocage.

‐79‐


Les résultats obtenus à partir des essais J‐Ring, indiquent que le risque de blocage des BAP

mesuré à travers int extH H HΔ = − diminue en augmentant le dosage du superplastifiant (Figure

III‐10b). Le risque de blocage est estimé à travers un paramètre β définit comme suit [WUS 03] :

(Eq.III‐5)

2

4cône

D

HV

π

β = Δ

Le risque de non blocage en utilisa mme critère int 20extH H H mmΔ = − ≤ est obtenu pour un

dosage en superplastifiant 0,9%SP . Ce critère semble assez sévère et conduit à des

formulations fortement dosées en superplastifiant.

nt co

Figure III10b : Résultats de J‐RING en fonction du dosage du ‘’SP’’.

Selon l’ASTM C1621 le risque de blocage est estimé à travers la différence entre les étalements

us au cobten ône, cônemoyenD , et au J‐Ring,

J RingmoyenD−

.

Ainsi un BAP ne présente pas des isques de blocage si − .

o

r mm25cône J Ringmoyen moyenD D

−≤

L’écoulement est partiellement bl qué si 25 50cône J Ringmoyen moyenmm D D mm

−−≺ ≺ .

Nanthagopalan et Santhanam [NA 09] remarquent une absence totale de blocage Nlorsque10 50

cône J Ringmoyen moyenmm D D mm−

−≺ ≺ .

La figure III‐11 illustre la corrélation entre l’étalement obtenu au cône d’Abrams et celui obtenu

par l’essai de J‐Ring pour les 15 compositions. Les résultats montrent que pour les BAP formulés

avec un dosage en SP permettant de satisfaire la condition de

‐80‐


‐81‐

mmconsistance . Il faut noter qu’aucun blocage n’a été observé au cours

des essais.

30cône J Ringmoyen moyenD D

−− ≤

Figu ‘ et re III11 : Corrélation entre l’étalement ‘slump flow

l’écoulement dans milieu confiné ’J‐Ring’

2.2. FLUIDITE DES BAP

Cette dernière caractéristique est plus généralement étudiée au moyen de l’essai au V‐funnel

[EFNARC 02] et [NAN 09] (cf. figure III‐12).

Les résultats d V‐Funnel montrent que, toutes les formulations vérifient les recommandations

puisque 12vt s≤ (Tableau III‐11). Ce dispositif permet en effet de mesurer la vitesse

d’écoulement d’un échantillon de 12l de béton passant à travers une ouverture étroite. Plus le

temps d’écoulement est court, plus la fluidité du béton est importante. Les temps d’écoulement

au V‐Funnel dépendent également du type d’application.

e

Figure III12 : (a) Essai d’étalement au cône d’Abrams et (b) Essai de V‐funnel.

(a) (b)


Les résultats du temps écoulé pour obtenir un étalement de 500 mm (T500) en fonction du

dosage optimal en SP montrent que, l’évolution du T500 est linéaire avec le dosage SP. Le temps

écoulé à 500mm (T500) varie d’un BAP à un autre, l’introduction de superplastifiant affecte le

T500, il est signifié que la fluidité est meilleure (la viscosité est faible) quand T500 est faible.

L’essai d’étalement au cône d’Abrams est simple à réaliser. On mesure le temps écoulé pour

obtenir un étalement de 500mm (T500) (figure III‐13), ce qui fournit une indication sur le

caractère visqueux du matériau.

BAP‐témoin Filler MFS MFO LFEDosage en SP (%) 1,35 0,8 1,05

‐82‐

( )v s 11 10 11 t

( )500T s 4,08 4,14 4,23

Figure III : Dimensions de la tablette d’étalement indiquant l’étalement

Les BAP testés sont ceux qui satisfont la condition de consistance imposée « ±= 20650SF mm ».

Les valeurs de T500 obtenues sont conformes aux spécificités les plus courantes d’un BAP à l’état

frais [EFN 05]. En effet on remarque que 5002 5T

13 de 5 mm. 00

≤ ≤ . On propose de calculer à travers cet essai

la viscosité plastique et le seuil de cisaillement des trois BAP [KUR 94(a)] en utilisant les

quations (Eq. III‐6) : é

8 810 1025 3 25 3ρ ρτ

π τ π× × × ×

= = × ⇒ = ×× × × × × ×

BAP cône BAP cônemoyen o

o m

g V g VSF DD oyen

(Eq. III‐6) 3 3

5002 2BAP SF SF⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

Le tableau III‐11

40 10 25 100,0545 1 1 Tη ρ⎛ ⎞ ⎛ ⎞× ×

= × − × − ×

récapitule les résultats obtenus sur les trois BAP témoins.

Tab III11 : R sultats de la viscosité me ur le émoins.leau

BAP

é

(k )

surée po

T )

s trois BAP t

V‐fun l (s)

η ρbéton Dmo m) (mg/m3 y 500 (s ne P (Pa.s) τ (Pa) 0

2374 660 4,04 11 275,47 1BAP_MFS

13,772374 670 4,08 12 261,95 96,792375 670 4,12 10 264,63 96,83

BAP_MFO 2371 660 4,17 10 278,87 108,542372 656 4,15 11 279,33 110,282370 670 4,19 10 281,78 110,19

BAP_LFE 2368 650 4,23 11 305,81 130,422369 660 4,25 12 289,18 113,532368 665 4,22 11 278,48 105,01


‐83‐

On remarque que le seuil de cisaillement, oτ , est presque le même pour les trois BAP. La finesse

des fillers BETOCARB®P2 ne joue pas un rôle significatif sur oτ . L’effet des fillers sur le seuil de

cisaillement est contrebalancé par celui du superplastifiant : les fillers augmentent la compacité

du squelette granulaire entraînant une augmentation du seuil de cisaillement alors que le

superplastifiant est un défloculant permettant une meilleure lubrification des surfaces solides

conduisant à une baisse des frottements intergranulaires et par conséquent celle de oτ .

La viscosité des BAP frais diminue légèrement en augmentant la finesse des additions calcaires.

Ainsi diminuer la taille des fillers BETOCARB® P2 réduit peu le seuil de cisaillement des BAP et

augmente sa fluidité contrairement aux résultats obtenus par Billberg [BIL 01(b)].

2.3. STABILITE DES DIFFERENTES COMPOSITIONS DE BAP

Les résultats issus des essais de stabilité au tamis montrent que toutes les compositions testées

ont une stabilité satisfaisante (0%<π<15%). La figure III‐14 ne met en exergue aucune

corrélation entre la surface de Blaine et la stabilité des BAP. Cette stabilité diminue en

augmentant le dosage en SP.

Figure III14 : Evolution de la laitance en fonction du dosage du’’SP’’

2.4. CONCLUSIO

L’effet de la surface de Blaine des fillers calcaires BETOCARB®P2 sur les caractéristiques

rhéologiques des BAP a été appréhendé. Quinze compositions de BAP ont été testées en utilisant

les essais de référence. Elles différent uniquement par leur dosage en superplastifiant. Les

résultats obtenus conduisent aux constations suivantes :

N


• Le dosage optimum du BAP qui satisfait les exigences de consistance imposées : 265moyenEtalement D cm±= = dépend de la finesse des fillers mais également de la nature

de la roche m position chi ère et de sa com

de Fillers

mique.

Type MFS MFO LFE Roche mère M earbr Ca elcair Ca e lcairCaCO3 (%) 99,2 98,5 98,5

Surface de Blaine (m²/Kg) 552 457 409

• Les dosages déterminés sur pâte ont permis de mieux cerner la plage du dosage su SP pour la formulation des BAP témoins.

Ciment +Fillers MFS

Dosage en SP(%)

Ciment +Fillers MFO Ciment +Fillers LFE

( ) 1,04op poudreSP = ( ) 0,8op poudre

SP = ( ) 0,9op poudreSP =

( ) 1,35op bétonSP = ( ) 0,8op béton

SP = ( ) 1,05op bétonSP =

• La surface de Blaine affecte le maintient de l’ouvrabilité des BAP. La cinétique de diminution de l’étalement est plus prononcée pour le BAP formulé avec des fillers ayant une surface de Blaine "SB" faible. L’origine des fillers ( nature de la roche mère) ne semble pas intervenir. On remarque, également, que BAP_LFE (additionné avec les fillers les moins fins) perd son caractère auto‐plaçant après un temps de maintien inférieur à 30mn contrairement aux deux autres BAP.

• La viscosité des BAP frais diminue légèrement en augmentant la finesse les additions calcaire. Ainsi diminuer la taille des fillers BETOCARB®P2 réduit peu le seuil de cisaillement des BAP

• Tous les BAP testés présentent une bonne. L'augmentation du dosage en superplastifiant BAP diminue la stabilité du

• Le critère de blocage int 20extH H H mmΔ = − ≤ est sévère et conduit à des formulations fortement dosées en superplastifiant alors qu’aucun blocage n’a été o ervé au cours des essais. Le risque de blocage estimé à travers

bsm30

cône J Ringmoyen moyenD D m−

− ≤ semble plus

réaliste.

‐84‐


‐85‐

12 mpa m: Résultats co ratifs du co port rhéologiq

Essais rhéologique

ement ue des trois BAP témoins. Tableau III

s

BAP témoin Slump Flow V‐funnel J‐Ring L‐Box Stab is ilité au tam

Très bonne

fluidité

Bonne

viscosité

Bonne

mobilité

Très Bon BAP_LFE

écoulement

Excellente

stabilité

BAP_MFO Bonne

viscosité

Bonne

mobilité

Bon

écoulement Bo é nne stabilitBo é nne Fluidit

BAP_MFS fluidité viscosité mobilité écoulement stabilité

Excellente Très bonne Très bonne Excellent Excellente

Les trois compositions de BAP témoin répondant à toutes les exigences de l'AFGC [AFGC 00(a)] et

aux exigences d xposition et de consistance sont u cahier de charge en termes de classe d’e

récapitulées dans le t bleau III‐13.

Composition et dosage des témoins

a

Tableau III13 : trois BAP

BAP_MFS

.

BAP_MFO BAP_LFE

Do esage théoriqu

Ciment (kg/m3)

Filler (kg/m3)

G

Sable 0/4 (kg/m3)

ravillon kg/m3)

Eau effi g/m3)

4/10 (

cace (k

350

116

939

783

164

1,35

350

116

940

7

1

84

64

0,8

350

116

939

782

164

1,05 SP (%)

Propriétés rhéologiques

V‐funn

moyenF D=S (mm)

)

el (s)

mintH H− ext (m

2 1H H (%)

π (%)

Air occlus (%)

Densité théorique

Densité expérimentale

6 65

11

17

88

7,27

1,6

2,369

2,374

6 65

10

28

86

4,79

1,6

2,366

2,371

6 57

11

17

85

6,68

1,65

2,366

2,368


‐86‐

P TEMOINS A L’ETAT DURCI

saturation sont d’autant plus faibles que la surface de Blaine

du filler est élevée (figure III‐15).

3. CARACTERISATION DES BA

3.1. CARACTERISTIQUES PHYSIQUES

MESURE DE LA POROSITE ACCESSIBLE A L’EAU DES BETONS

La cinétique d’absorption d’eau pour les BAP témoins a été suivie en fonction du temps Avant

immersion dans l'eau tous les échantillons ont été séchés à 80°C. Les courbes de prise de poids

révèlent que la cinétique de diffusion est Fickienne. Il apparaît que le coefficient de diffusion

« D » et la masse d’eau absorbée à

00 50 100 150

Sqrt(temps) (sec)

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

(Mt-M

o)/M

o (%

)

BAP_MFSBAP_MFOBAP_LFE

Figure III15 :

Ces résultats coCourbe d’absorption d’eau des trois BAP.

nt que, l’ajo ers calcai face de B

sité (Tab ).

nfirme ut des fill

de ro

: at

res de sur

le 4

oro ou

laine élevée

s B

augmente la

compacité d riment

III14 s de la p r les troi

B B B

u béton au dét sa po

R t

A S

au III‐1

AP_MFO

ésul sité p AP. Tableau

Type P_MF A EP_LF

Porosité (%) 10,15 10,27 10,81

Blai g) ne (m²/K 552 457 409

SP (%) 1,35 0,8 1,05

MESURE DE LA PERMEABILITE AUX GAZ DU BETON DURCI

Le perméamétre à charge constante permet par application d’une pression de gaz constante à

l’entrée d’un échantillon de mesurer le débit de gaz en sortie d’échantillon. On peut ainsi calculer

sa perméabilité au gaz lorsque le débit de gaz en sortie se trouve en régime permanent [ASS

07(b)] et [YE 07].


BAP_MFS

BAP_MFO

BAP_LFE

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00

6.00

10.81 10.27 10.15Porosité (%)

Perm

éabi

lité

(x10

-16 ) m

²

Figure III16 : Evolution de la perméabilité en onction de la porosité.

La mesure seule de la perméabilité n’est pas suffisante pour différencier les BAP, il faut

absolument accompagner cet essai d’une mesure de la porosité [AFREM 97] afin de calculer le

f

taux de saturation en eau et la prise en masse (figure III‐16).

On montre dans ce travail que les BAP additionnés de fillers BETOCARB®P2 présentent de

perméabilités d’autant plus faibles que leur surface de Blaine est élevée.

MESURE DE LA CARBONATATION ACCELEREE

L’objectif de cet essai est de caractériser le comportement d’échantillons de béton vis‐à‐vis de la

de la diffusion du CO2 dans les BAP témoins. L’essai consiste à suivre l’évolution de l’épaisseur

et de la perte de masse des BAP témoins conservés dans une atmosphère riche en dioxyde de

carbone. La carbonatation du béton réduit le pH de la solution interstitielle de la pâte de ciment

ce qui provoque la dépassivation et la corrosion des armatures en acier.

Les observations des échantillons carbonatés (7x7x28) révèlent que la profondeur de la

carbonatation est faible et est inférieure à 4,5 mm à 28 jours (figures III‐17a et 17b). En effet la

teinte rosée observée apparaît pour un pH supérieur à 9,5 [AFREM 97]. Or, il y a risque de

dépassivation des aciers à partir de pH 11,4 [PAR 87].

La profondeur de pénétration du béton additionné avec les fillers BETOCARB® P2 de surface de

Blaine la plus élevée est la plus faible.

‐87‐


Figure III17a : Observation de la carbonatation à 28 jours des trois BAP témoins.

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0 1 2 3 4 5 6

‐88‐

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

0 5 10 15 20 25 30

Age (jours)

Pro

fond

eur

(mm

)


Δm

/m0

BAP_LFEBAP_MFOBAP_MFS

Figure III17b : Hauteur de la carbonatation.

Racine (Age (jours))

Figure III17c : Perte de la masse.

La perte de masse due à la dégradation des BAP témoins par diffusion de CO2 est plus

importante pour les BAP additionnés avec des fillers BETOCARB®P2 ayant une surface de

Blaine la moins élevée. La cinétique est également plus rapide (figure III‐17c).

MESURE DE LA SEGREGATION

Méthode de [BUI et al. 02(c)]

On rappelle que d’après Bui et al. [BUI 02(c)] pour qu’il n’y ait pas risque de ségrégation statique

si X‐Y= ±15%X où X est le nombre de granulats moyen des trois premières couches et Y sur les

4 dernières couches. Les résultats obtenus après avoir scié plusieurs éprouvette de BAP suivant

le sens du coulage et observé la répartition des granulats sur la hauteur de l’éprouvette est

ésumé dans le tableau III‐15. r


Tab 5 : Mesure de la ségrégation des trois Bleau III1

BAP_MFS

AP témoins.

BAP_ LFE BAP_ LFO

92,0=YX 94,0=

YX 98,0=

YX

%1=−X

YX %8=−X

YX %6=−X

YX

Donc les résultats montrent qu’on n’a pas de ségrégation particulière sur les trois BAP témoins.

Ces photographies illustrent bien le fait que les trois BAP témoins présentés ici ne sont pas

sujets à la ségrégation statique. Les granulats sont en effet régulièrement répartis sur toute la

hauteur des échantillons sciés.

Méthode de [AFGC 08]

On rappelle que, la méthode est inspirée de celle décrite dans le manuscrit de thèse de [SED 99].

Des échantillons de béton sont prélevés par carottage ou sciage, une ligne, dite ligne de

e a .compactage, est tracée sur les éprouvettes à une distance, d, d la surface (voir table u III‐16)

L’absence de ségrégation est considérée comme vérifiée quand il existe sur la ligne de

compactage au moins N granulats, de dimension supérieure ou égale à une valeur critique

fonction de (Dmax).

Tableau III16 : Vérification de l’homogénéité en place des B . AP témoins

Dimension

minimale des

granulats retenus

pour le

compact e (mm)

Absence de

ségrégation si le

nombre de

granulats sur la

ligne de

compactage est≥à

Longueur (Lc) de la

ligne de compactage

(mm)

Distance d entre la

ligne de compactage

et la surface (mm)

Dmax

ag

600≤Lc≤800 5 5 10 10

‐89‐


N= 10

N= 11 N= 10

Donc les résultats montrent qu’on n’a pas de ségrégation particulière sur les trois BAP.

3.2. CARACTERISTIQUES MECANIQUES

RESISTANCE A LA COMPRESSION UNIAXIALE

Des essais mécaniques, ont été effectués en compression uniaxiale sur des éprouvettes de

16x32cm à différents âges : 12h, 18h, 1jour, 3jours, 7jours, 14jours, 21jours, 28jours et à 5mois.

Ces essais ont permis de calculer le module élastique, la résistance maximale et de suivre leur

évolution en fonction de l’âge du BAP. Tous les essais ont été réalisés sur une presse à

asservissement hydraulique de type SHENCK avec un pilotage en contrainte de 0,05MPa/s.

Au jeune âge la résistance à la compression est d’autant plus importante (21MPa à 24h) que la

surface de Blaine des additions calcaires est élevée.

La résistance à la compression s’est stabilisée entre 21 et 28 jours à 60 MPa puis a atteint 80MPa

à 5 mois indiquant que les réactions qui accompagnement le durcissement ne sont pas

achevées.

Les valeurs de résistance à la compression à 28 jours indiquent que les BAP témoins sont de

hautes performances. Cette performance est d’autant plus élevée que la finesse des fillers est

levée. é

‐90‐


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

12 16 18 24 72 168 336 504 672 3600

Age (Heures)

BAP_MFS BAP_MFO BAP_LFE

σc (

MP

a)

Figure III18 : Evolution de la Résistance à la compression simple.

L’évolution de la contrainte de compression au cours du temps est décrite par l’équation :

(Eq.III‐7) [ ]( ) ( )C MPa Ln t hσ α β= × +

Où "Ln" désigne le logarithme naturel, et "t", l'âge du BAP, α et β sont les paramètres matériels

fortement liés à la finesse des fillers. Leurs valeurs sont trouvées en utilisant la régression

linéaire au moindre carrée (Tableau III‐17). Il faut noter que, ,c O t

σ ≥ ∀ . Afin de satisfaire cette

condition on définit un temps ot en dessous duquel le BAP n’a pas de résistance mécanique.

Tableau III17 : Paramètres matériels obtenus en utilisant la régression linéaire de l’évolution

de la résistance à la compression.

α β ( )ot h

BAP‐MFS 1 3,22 ‐24,78 6,52

BAP‐MFO 13 ‐25,76 7,25

BAP‐LFE

‐91‐

12,51 ‐25,12 7,44

Ces résultats suggèrent que l’acquisition des résistances à la compression est d’autant plus

rapide que les fillers BETOCARB®P2 additionnés aux BAP ont une surface de Blaine élevée.

Le module d’élasticité « Module d’Young » a été mesuré pendant les essais de compression et les

valeurs obtenues en testant les trois BAP‐témoins sont reportées en fonction de la contrainte à

la compression sur la figure III‐19.


y = 5.0437xR2 = 0.9019

0

10

20

30

40

50

60

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Figure III19: Evolution du module d’élasticité en fonction de la résistance à la compression

simple

L’évolution de en fonction de jE jcσ où désigne l’âge du BAP est décrite par l’équation : j

(Eq. III‐8) c

Il faut noter que la relation obtenue est proche de celles trouvées par [ASS 04(a)] (

E σ04,5=

cE σ64,4= )

et [ACI 92] ( cE σ73,4= ).

3. 3. RELATION ENTRE LES CARACTERISTIQUES MECANIQUES ET

L’HYDRATATION DES BAP

HYDRATATION DES BAP TEMOINS

Tous les essais de mesure de la chaleur d’hydratation ont été réalisés dans une salle climatique à

une température constante égale à 19°C.

L’évolution de la température du béton au cours du processus d’hydratation est décrite par la

figure III‐18a. Une augmentation de la température de 50°C est atteinte au bout de 24 heures

suivie d’une diminution pour atteindre 19°C au bout de 192 heures. La cinétique de cette

évolution dépend de la finesse des fillers BETOCARB® P2. Elle est d’autant plus élevée que la

surface de Blaine des fillers est faible.

‐92‐


0

10

20

30

40

50

60

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336

Age (heures)

BAP_MFSBAP_MFO

BAP_LFETe

mpé

ratu

re (°

C)

Figure III20a : Evolution de la température des trois fillers à 14 jours (Ta=19°C).

La figure III‐18b représente les courbes décrivant l’évolution des quantités de chaleur dégagées

lors de l’hydratation des BAP en calorimétrie semi‐adiabatique en fonction du temps.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240 264 288 312 336

BAP_MFS

Cha

leur

d'h

ydra

tatio

n (J

/g)

BAP_MFOBAP_LFE

Age (heures)

Figure III20b : Evolution de la chaleur d’hydratation ‘q’ des trois fillers à 14 jours (Ta=19°C).

‐93‐

Les résultats montrent que plus de 80% du processus d’hydratation est atteint au bout de 48h.

Ceci est du à une réactivité plus grande du C3A et du C3S en présence des fines calcaires,

phénomène constaté par d’autres auteurs [ESC 88]. La finesse des fines calcaires affecte la


chaleur d’hydratation. Elle est beaucoup plus importante au jeune âge. Plus la surface de Blaine

augmente moins la chaleur d’hydratation est élevée pour une durée donnée.

RELATION ENTRE LA RESISTANCE DE COMPRESSION ET LE DEGRE D’HYDRATATION

L’avancement de la réaction d’hydratation est défini par le degré d’hydratation α:

(Eq. III‐9) masse de ciment hydraté à l'instant t masse de ciment totale

En théorie, le degré d’hydratation α varie entre 0 et 1. Dans la pratique, la valeur finale de cette

α =

grandeur n’atteint jamais 1, l’hydratation du ciment restant incomplète.

Plusieurs techniques permettent la détermination de la quantité de ciment hydraté. On peut

notamment citer la microscopie optique ou électronique, la diffractométrie des rayons X la

dégagée lors de l’hydratation. résonance magnétique nucléaire ou encore la mesure de la chaleur

Dans ce dernier cas le degré d’hydratation est défini comme il suit:

(Eq. III‐10) ( )

thertotQ

Où Q(t) est la chaleur dégagée par l’hydratation à l’instant t et est la chaleur qui correspond

Q tα =

totQ

à l’hydratation totale.

Un autre moyen de quantifier l’avancement de la réaction d’hydratation des bétons consiste à

suivre l’évolution de sa résistance à la compression. Dans ce cas le degré d’hydratation est défini

comme il suit :

(Eq. III‐11) ( )( )28

cmeca

c

t

jours

σα

σ=

‐94‐


0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 25 50 75 100 125 150 175

Age(heures)

α(t)

BAP_MFS

BAP_MFO

BAP_LFE

Figure III21 : Evolution du degré d’hydratation des trois BAP à 7 jours.

Sur la figure III‐21 nous avons reporté l’évolution therα au cours tu temps. Les résultats montrent

que, l’évolution du degré d’hydratation est plus rapide pour les BAP additionnées avec des fillers

de surface de Blaine moins élevée.

A 1 jour le degré d’hydratation thermique dépasse 74% alors que les résistances mécaniques

n’atteignent pas 38% de leur résistance à la compression maximale (Figure III‐22).

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 100 200 300 400 500 600 700 800

αméc


Age (heures) Figure III22 : Evolution du degré mécanique en fonction de l’âge du BAP.

‐95‐

Il est important de noter que le degré d’hydratation estimé par l’évolution des résistances

mécaniques est notablement plus faible que celui estimé à travers l’évolution de la chaleur

d’hydratation dégagée. Cette différence est d’autant plus marquée que la surface de Blaine des


fillers est faible. Elle devient négligeable à partir de 7 jours pour les trois BAP témoins (Figure

II‐23). I

Figure III23 : Corrélation entre le degré d’hydratation mécanique et thermique.


Les résultats obtenus sur le BAP à l’état durci montrent que :

• La finesse influe sur les propriétés physiques du BAP comme cela a été montré à partir ades essais de perméabilité, de porosité, de carbonat tion et de ségrégation.

• Les résultats issus des essais mécaniques mettent en exergue le rôle de la finesse des calcaires sur l’acquisition des résistances mécaniques notamment au jeune age. L’addition de fillers de surface de Blaine élevée conduit à des BAP de résistance à la compression et de rigidité plus élevée.

• erf rmanL’ajout des fillers de type BETOCARB®P2 conduit à des BAP de hautes p ces.

• Le degré d’hydratation des BAP est d’autant plus élevée au jeune âge ( ) que la finesse des fillers additionnés au BAP est élevée.

o

s7t jour≺

‐96‐


4. B ILAN

Dans cette étude, l’effet de la surface de Blaine des fillers dans le comportement du BAP a été

étudié. L’ensemble des résultats obtenus dans cette partie, révèlent que :

La finesse joue un rôle important sur le temps de prise de la pâte (essai de Vicat), la pâte fabriquée par les fines qui contiennent la surface de Blaine la plus élevée présente des temps de prise longs. L’introduction du superplastifiant amplifie ce constat : début de prise plus long. Ceci nous ramène à supposer que le superplastifiant utilisé joue le rôle de retardateur de prise. Cela est très important, car c’est un indicateur pour la résistance mécanique au jeune âge et un paramètre significatif pour le dégagement de la chaleur

‐97‐

ats s

d’hydratation.

Les résultats au cône de Marsh, au mini cône et à l’aiguille Vicat effectués sur la pâte, ont pour objectif de déterminer le dosage en eau (Eeff/L) et en superplastifiant (SP) nécessaires pour la formulation du BAP. Ils ont conduits à des résult imilaires : Par

ailleurs les essais réalisés avec l’aiguille Vicat montre que pour 0,35EL≥ Au vu de ses

résultats le dosage en eau est d rm né en imposant un rapport éte i 0,35effE

L= ce qui

conduit à un dosage en eau : 3164 /E kg m= .

Les essais de cône de Marsh et de mini cône sur pâtes ont permis de fixer le dosage à saturation du superplastifiant qui peut être utilisée pour la formulation du BAP. Les pâtes doivent être visqueuses afin de soutenir les granulats et pour assurer la fluidité du BAP

La finesse influe de manière significative sur la quantité d’eau nécessaire pour remplir les vides dans la pâte.

Le dosage en superplastifiant de saturation est beaucoup plus affecté par la finesse des particules des poudres que par leur composition chimique. Pour les fines calcaires utilisés, une augmentation de la surface de Blaine conduit à une diminution du dosage en superplastifiant répondant à la maniabilité du BAP.

La surface de Blaine affecte le maintient de l’ouvrabilité des BAP. La cinétique de diminution de l’étalement est plus prononcée pour le BAP formulé avec des fillers ayant une surface de Blaine "SB" faible. La nature de la roche mère des fillers ne semble pas intervenir. On remarque, également, que BAP_LFE (additionné avec les fillers les moins fins) perd son caractère auto‐plaçant après un temps de maintien inférieur à 30mn contrairement aux deux autres BAP.

La viscosité des BAP frais diminue légèrement en augmentant la finesse les additions calcaires. Ainsi diminuer la taille des fillers BETOCARB®P2 réduit peu le seuil de cisaillement des BAP

Tous les BAP testés présentent une bonne stabilité. L'augmentation du dosage en superplastifiant diminue la stabilité du BAP


Le critère de blocage int 20extH H H mmΔ = − ≤ est sévère et conduit à des formulations fortement dosées en superplastifiant alors qu’aucun blocage n’a été observé au cours des essais. Le risque de blocage estimé à travers 30

cône J Ringm

−moyen moyenD D m− ≤ semble plus

réaliste.

La finesse influe sur les propriétés physiques du BAP.

Le degré d’hydratation est d’autant plus élevée au jeune âge ( 7t jours≺ ) que la finesse des fillers additionnés au BAP est élevée.

Les résultats issus des essais mécaniques mettent en exergue le rôle de la finesse des calcaires sur l’acquisition des résistances mécaniques notamment au jeune âge. L’addition de fillers de surface de Blaine élevée conduit à des BAP de résistance à la compression et de rigidité plus élevée.

L’ajout des fillers de type BETOCARB®P2 conduit à des BAP de hautes performances.

‐98‐

4ème Chapitre:

INFLUENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES

PROPRIETES PHYSIQUES ET MECANIQUES DES BAP

Chapitre IV : INFLUENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES PROPRIETES PHYSIQUES ET MECANIQUES DES BAP

1. SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE

Les fibres introduites dans la composition des bétons sont d’origine synthétique (matières

plastiques), minérale (verre) ou métallique. Les fibres sont classées selon leur forme (droite,

ondulée, aiguille, …etc.), leurs dimensions (macro ou microfibres) et leurs propriétés

mécaniques (Figure IV‐1).

‐99‐

Fibres métalliques : BEKAERT‐Dramix: RC‐65/50‐BN.

Bobine de fibres de carbone

Fibres de verre

Fibres de polypropylène

Figure IV1 : Différents types de fibres.

L’ajout des fibres dans les bétons permet de leur conférer une meilleure résistance à la

propagation des fissures, des résistances mécaniques plus élevées [ROSS et al. 88], [TORR 07].

Les fibres métalliques

Les fibres métalliques ont été les premières à être utilisées [GRU 04] et [BAR et al. 07]. Ce sont

des fibres dont la densité est plus élevée que celle des bétons, ce qui conduit à une

augmentation considérable du poids de la poutre. Elles peuvent avoir plusieurs formes et

conduisent à des bétons de hautes résistances mécaniques (flexion et compression) et à la

fissuration [GRAN et al. 05] et [BAR et al. 07].

Les fibres de carbone


‐100‐

Il existe plusieurs familles de fibres de carbone, qui se distinguent par leurs origines et leurs

caractéristiques [MEN 82]. Ces fibres sont à hautes performances. Les propriétés de ces fibres

sont exceptionnelles [SCHE et al. 09], ce qui justifie leurs applications dans des industries de

pointe, comme l’aérospatiale. Pour des raisons de prix, leur utilisation dans les matériaux de

construction n’est pas envisageable.

Les fibres de verre

Les fibres de verre, par leurs qualités mécaniques et leur coût modéré, ont été les premières

fibres artificielles utilisées dans les matériaux de construction. Cependant, les applications sont

limitées en raison de leur faible résistance chimique aux alcalins [AMB 87].

Des compositions de verre modifié par des ajouts importants de zircone et d’oxyde de titane

permettent d’obtenir des fibres résistant à la corrosion alcaline [MAJ 85(d)]. Mais la durabilité

des matériaux constitués avec un ciment portland ordinaire n’est pas satisfaisante [MAJ 79(b)].

Les applications de ces fibres se limitent au renforcement de matrice rendues peu agressives,

soit par leur composition comme les ciments alumineux [MAJ 81(c)], soit par l’incorporation

d’ajouts consommant la chaux libérée au cours de l’hydratation, et piégeant les alcalins [SCHE

09].

Les fibres synthétiques

De très nombreuses fibres organiques de synthèse ont été testées quant à leur capacité à

renforcer le ciment. Une première sélection concerne l’apport de ces fibres en matière de

durabilité quand elles sont introduites dans le milieu cimentaire. Les fibres de polypropylène

sont les plus utilisées, sous forme de filets, grâce à un nouveau procédé de fabrication [VIT 86].

L’idée d’employer ces fibres, peu résistantes et très ductiles (ductilité de près de 40%, soit cent

fois plus que le ciment), est tout à fait nouvelle et résulte des travaux [HAN 78]. Les qualités

indiscutables du composite obtenu, ont remis en cause les hypothèses selon lesquelles un bon

renforcement du ciment ne peut être obtenu qu’avec des fibres de haut module.

Les fibres végétales

Les fibres végétales sont des matériaux de type organique, elles sont apparues sur le marché du

Génie Civil il y a une dizaine d’année seulement [SAV 99]. Avant, on les utilisait comme isolant

thermique et acoustique. Progressivement, on les a introduites dans les bétons vibrés pour

améliorer leur résistance à la fissuration due au retrait plastique et pour améliorer leur

résistance à la compression, leur ténacité, … [GHA 05] et [TOL 05]. Les fibres végétales sont

aujourd’hui très utilisées par la filière textile et automobile. Cependant on note que malgré les


‐101‐

avantages économiques et écologiques qu’elles présentent, leur introduction dans le bâtiment

demeure timide notamment en France contrairement à d’autres pays comme le Japon et le

Canada. Parmi les fibres végétales les plus utilisées on cite le chanvre, la paille, le sisal, le coco,

le jonc de mer, le lin, le bambou, …

Elles sont constituées principalement de cellulose de structure creuse et ayant un caractère très

hydrophile. Les fibres végétales absorbent l’eau et la rejettent comme une éponge. Cette

propriété est très importante en raison du procédé du mode de fabrication des bétons [COU 78].

Conclusion

Le tableau IV‐1 regroupe les propriétés et les caractéristiques mécaniques des fibres citées

dans la littérature.

Tableau IV1 : Récapitulatif des propriétés des fibres.

Fibre Densité ( g/cm3)

Résistance à la traction (MPa)

Module de Young (GPa)

Coton 1,5‐1,6 290‐600 5, 5‐12,6

Lin 1,5 345‐10 35 2 7,6

Ch e anvr 1,5 175 34

Coco 1,2 175 4 ‐ 6

E‐verre 2 ,54 1700‐3 0 50 70 Verre R (filaments

diamètre 3 à 30microns) 2,5 4400 86

Carbon e (selon les fibres) 1,4 à 1,8 2000 000 à 7 200 j 600 usqu’àPolypropylène « Chryso :

Fibrin » 0,91 34 1 400

Mélange P pylène et olyproPolyéthylène « STRUX» 0 ,92 540 9,5

Acier 7,5 300 à 1800 210

On remarque que, les fibres végétales ont l’avantage de posséder une faible densité comme les

fibres à base de polypropylène mais celles‐ci n’ont pas une résistance à la traction aussi élevée

que les fibres en acier, en carbone ou bien en verre. Toutes les fibres végétales ont une

résistance à la traction équivalente à celle des fibres synthétiques. Les fibres de verre E et les

fibres de carbone sont très utilisées pour leurs rigidités élevées, leurs propriétés isolantes et

leur faible coefficient de dilatation.


‐102‐

1.1. LES AVANTAGES DES FIBRES COURTES

Le béton subit des fissurations dont les causes sont diverses : retrait, réactions chimiques,

contraintes mécaniques ou environnementales, … Pour lutter contre ces fissurations, on a

tendance à augmenter la section des aciers d’armatures. L’adhérence entre l’acier et le béton

empêche alors les fissures de se propager car l’acier ne souffre pas du phénomène de retrait.

La présence de fibres courtes et discontinues dans le béton modifie son comportement interne.

En effet, elles ont l'avantage de se mélanger et de se disperser dans le béton de façon uniforme.

Lorsqu’une fissure apparaît, les fibres empêchent la fissure de se propager par un effet de

couture. Chaque fibre qui est, alors, soumise à un effort de traction entre les deux bords de la

fissure. Cet effort de traction est, ensuite, reporté sur les parois du béton en adhérence avec la

fibre. Ce phénomène s’effectue dès l’amorçage de la fissure, augmentant ainsi la résistance à la

fissuration (ténacité) du béton.

Ces fibres améliorent, également, la résistance à la flexion des bétons. Cependant cette

t es fibres. amélioration est fonction des caractéristiques géométriques e mécaniques d

L’un des principaux avantages des fibres synthétiques et végétales par rapport aux fibres

métalliques ou aux armatures réside dans leur faible densité à l’origine de l’allégement des

bétons. De surcroît, elles permettent d’avoir une bonne mise en œuvre du fait de la rapidité de

mélange et de la facilité du malaxage. Elles ne sont pas sujettes aux problèmes de corrosion

contrairement aux fibres métalliques (y compris certaines fibres métalliques traitées avec du

chrome ou du nickel). Elles permettent ainsi une meilleure durabilité du béton tout en ayant des

propriétés mécaniques comparables aux bétons armés ou renforcés par des fibres métalliques

courtes.

1.2. L ES INCONVENIENTS DES FIBRES

Le dosage et le coût des fibres varient d’un type de fibre à l’autre, c’est pourquoi, il n’est pas

possible de dire qu’en général, il est avantageux ou désavantageux d’utiliser des fibres plutôt que

des armatures ou bien même que d’autres fibres.

Le coût peut être un frein quant à leur utilisation (Tableau IV‐2). Ce paramètre dépend de la

nature, de la géométrie, des propriétés mécaniques de la fibre et de son dosage.. Ainsi,

l’incorporation de fibres métalliques dont la densité est de 7,5 doit respecter des dosages

traditionnels de l'ordre de 20kg/m3 à 60 kg/m³ alors que pour des fibres synthétiques (du type

STRUX) le dosage varie de 2,3 kg/m3 à 6,9 kg/m3 et celui des fibres synthétiques de type


« FIBRIN » est de l’ordre de 600 g à 900g/m3. Les fibres métalliques alourdissent beaucoup plus

les structures en béton.

Tablea 2 : Comparat ûts des fibres étales. u IV if des co vég

Jute Banane Lin Sisal Coco

0.18€ le kg 0.40€ le kg 1.30€ le kg 0.21€ le kg 0.17€ le kg

Nous voyons à travers ce tableau que la fibre de verre est plus chère que les fibres végétales à

l’exception du lin. Les fibres les moins chères sont la fibre de coco et la fibre de jute.

1.3. L ’ ES PRINCIPAUX DOMAINES D APPLICATION

Les fibres sont utilisées dans beaucoup de domaines, en particulier dans le textile et l'industrie

automobile. Leur introduction dans le bâtiment et les travaux publics est récente comparée aux

autres secteurs industriels. Le tableau IV‐3 regroupe les principales applications des bétons

fibrés dans le secteur du BTP.

Tableau IV3 : Principales applications.

Principales applications Intérêt de l’adjonction de fibres dans le béton

Canalisation et coques minces faiblement

sollicitées

‐ Amélioration de la réssitance aux jeunes âges

‐ Modification des variations dimensionnelles, lutte

contre les fissurations

Panneaux de revêtement de façade

‐ Augmentation de la résistance aux chocs

‐ Augmentation de la résistance à l’usure

‐ Augmentation de la durabilité de revêtement

‐ Diminution de 40% de l’ouverture de fissures Dallages de faible épaisseur, chaussées en

béton, dallages manufacturés et tout

c l x

‐ Augmentation de la rigidité après fissuration

ment ‐ Augmentation de la résistance au cisaille

‐ Augmentation de la résistance à l’usure élément stru tura soumis à la fle ion

Réparation des revêtements routiers, ‐ Amélioration de la résistance aux chocs

‐ Amélioration de la déformabilité tablier de ponts

Elément structural soumis à la

compression (poteau, pieu, …etc.)

‐ Amélioration de la charge ultime

‐ Pas de rupture catastrophique

Stabilisation des parois rocheuse, les talus,

les tunnels, les galeries souterraines.

‐ Evite le travail de fixation du grillage

‐103‐

ordinairement employé.

‐ Diminution du coût de réparation de stabilisation

des parois et des talus


‐104‐


Les innovations constructives, qui font souvent appel à des nouveaux matériaux, ont rendu les

ciments renforcés par des fibres courtes et discontinues répandue. La possibilité d'améliorer la

résistance à la traction et au choc permet d'envisager une réduction du poids et de l'épaisseur

des éléments, et devrait aussi réduire les dommages attribuables au transport et à la

manutention.

Les fibres végétales ne peuvent dans l’avenir que se développer sur le marché du BTP vu la faible

masse volumique de ces fibres pouvant conduire à des bétons allégés, leur ductilité et leur

résilience pouvant freiner la propagation des fissures et améliorer la tenue aux températures

élevées. Peu de travaux ont été réalisés sur ce type de ces fibres cependant il ne fait aucun doute

qu’elles peuvent concurrencer les fibres synthétiques qui découlent de processus non

respectueux de l’environnement.

2. OPTIMISATION EXPERIMENTALE DE LA PATE RENFORCEE

Dans cette partie, on s’intéresse à étudier l’influence de l’introduction des fibres végétales sur

l’ouvrabilité du BAP‐MFS afin d’établir les avantages et les inconvénients de la valorisation des

déchets en carton dans les BAP‐MFS. Le choix de ce type de BAP est guidé par ses bonnes

performances mécaniques.

2.1. P F V ROPRIETES DES IBRES EGETALES

Quatre types de fibres végétales obtenues à partir du recyclage des papiers, notées

respectivement FbA, FbB, FbC et FbD, ont été introduites dans les formulations de référence de

la pâte. Leurs différentes propriétés géométriques et leur teneur en cellulose sont présentés

dans le tableau IV‐4.

Tableau

Cellulose (%)

IV riété ques d ibres. 4 : Prop

L

s Physi

d (µm)

es F

Fibre (µm) L/d Densité (Kg/m3)

FbA 80 1100 45 24.4 30

FbB 50 1000 45 22.2 70

FbC 90 250 35 7.1 135

FbD 90 150 35 4.3 165


‐105‐

iqu p et

2.2. DETERMINATION DE LA MASSE EAU ABSORBEE PAR LES FIBRES

Pour déterminer la masse d’eau absorbée par les fibres à saturation, des essais au mini‐cône ont

été réalisés sur la pâte. Toutes les pâtes ont été mélangées à vitesse moyenne pendant 95

secondes selon la norme (NF EN 196‐3). La méthodologie de la détermination de la masse d’eau

absorbée à saturation consiste à :

a. Fabr er la âte mesurer le ( )moyenD

3 3 3

réf. La composition de la pâte est :

C . = =350 / , 116 / 164kg m F kg m et E = /m

b. Rajouter une quantité de fibres ( )%fV par volume du ciment.

c. Relever la quantité d’eau E qui conduit à l’obtention de t ( )moyenDréf

d. La quantité d’eau absorbé saturation par la fibre à saturation pour ce dosage en fibre

est alors,

e à

( ) = −164g EFbsat tE k .

e. Refaire les étapes de a jusqu’à c en changeant ( )%fV

Cette méthodologie a été adoptée pour les quatre types de fibres. Les résultats obtenus sont

décrits par la figure IV‐2.

y = 6,7801xR2 = 0,939

y = 4,0098xR2 = 0,9662

y = 3,1478xR2 = 0,871

y = 2,594xR2 = 0,9645

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 1 2 3 4 5 6

Mas

se d

'eau

abs

orbé

e (g

r)

FbA

FbB

FbC

FbD

Masse des fibres (gr)

Figure IV2: Masse d’eau absorbée à saturation des fibres.

Les caractéristiques des fibres obtenues par la voie du recyclage du papier sont regroupées dans

le tableau IV‐5.

http://www.srch-results.com/lm/dir_rxt.asp?k=pendant


Plusieurs remarques découlent de leur analyse :

• La fibre ‘FbA’ est la plus hydrophobe.

• Pour des caractéristiques géométriques équivalentes, les fibres avec des teneurs en celluloses plus élevées sont plus hydrophobes. Cette tendance n’est plus vérifiée si les

caractéristiques géométriques évoluent (l’élongation L varie). d

• En augmentant leur élongation tout en maintenant constante leur composition chimique similaire (% cellulose), les fibres absorbent moins d’eau.

• Quelque soit la composition chimique des fibres utilisées on observe un caractère d’autant plus hydrophobe que la masse volumique est faible et que l’élongation est importante (Figure IV‐3).

Tabl Résultats de la urati masse d’eau à sat

Masse volumique

(Kg/m3)

on des fibres.

Eau à ation

eau IV5 :

Cellulose saturF ibre L/d

( %) (%)

FbA 80 24,4 30 670

FbB 50 2 2,2 70 400

FbC 90 7,1 135 314

FbD 90 4,3 165

‐106‐

259

Figure IV3 : Evolution de la masse absorbée en fonction des


caractéritiques des fibres

De ces essais, on déduit que le dosage en eau totale efficace pour la formulation du BAP‐MFS

fibré est exprimé par l’équation (Eq. IV‐1) :

(Eq. IV‐1) tot eff satFbE E E= +

On souhaite déterminer à partir des essais sur pâte renforcée le dosa en eau et de le

comparer à celui obtenu pour la formulation des bétons témoins ( 164

ge effE

effE = ).

2.3. DETERMINATION DU RAPPORT (EEFF/L)MINI

• Mini cône ( NF EN 1961)

Pour trouver le dosage en eau efficace optimal destiné à la formulation du BAP‐MFS fibré, on a

eneffectué une compagne d’essais sur les pâtes r forcées en utilisant l’essai de mini cône.

Les dosages des quatre fibres testées sont calculés par rapport au volume de liant définit

comme il suit : L C soit 350g de ciment et 116g de filler. Ils sont résumés dans le tableau

IV‐6.

F= +

Tableau IV6: Dosage des quatre fibres par rapport au volume du liant.

( )%fibreV 1% 1 1% 21% 50% 1 00%

MFbA (g) 0,046 0,5 1 2,33 4,66

‐107‐

MFbB (g) 0,108 1,2 2,33 5,43 10,87


MFbC(g) 0,209 2,33 4,66 10,48 20,97

MFbD (g) 0,256 2,33 4,66 25,63 12,81

Les figures IV‐4 et IV‐5 montrent l’évolution des rapports effE⎛ ⎞

‐108‐

L⎜ ⎟⎝ ⎠

et totEL⎜ ⎟

⎝ ⎠en masse en fonction

du dosage de fibres. La teneur en eau minimale nécessaire pour remplir les vides et pour initier

l’écoulement des pâtes renforcées augmente en introduisant les fibres et en augmentant leur

dosage.

⎛ ⎞

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

0.55

0 1 2 3 4 5 6 7

Γ=(Dmoy/D0)²-1

Eeff

/L

0%1%11%21%50%100%

eff/L en fonction de l’étalement relatif pour différents Figure IV4 : Evolution du rapport E

dosages de la fibre A.


0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

0.55

0.60

0.65

0 1 2 3 4 5 6 7

Γ=(Dmoy/D0)²-1

Etot

/L0%1%11%21%50%100%

tot/L en fonction de l’étalement relatif pour différents Figure IV5 : Evolution du rapport E

dosages de la fibre A.

Le tableau IV‐7 récapitule les dosages minimaux en eau effE

L

Tableau Résultats des dosages minimaux en eau pour la pâte renforcée.

pour chaque fibre.

IV7:

0% (%bre )fiV 1% 11% 21% 50% 100%

FbA

0,267

0,267 0,406 0,403 0,402 0,399

FbB 0,320 0,393 0,392 0,381 0,358

FbC 0,377 0,394 0,358 0,386 0,382

FbD 0,372 0,403 0,377 0,395 30 0,4

On remarque que, l’introduction des fibres a engendré une augmentation du rapport effE

L ce qui

se traduit par l’augmentation des vide ans les particules solides constituant la pâte renforcée.

Une valeur minimale de

s d

min

0,L

⎛ ⎞

⎝ ⎠ est nécessaire pour remplir les vides dans la pâte

renforcée. L’écoulement est assuré, quand

3effE≅⎜ ⎟

min

eff effE E

L L

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

.

‐109‐


La grandeur mesurée est l’étalement décrit par += 1 2

2moyen

D DD . Plusieurs compositions ont été

testées en faisant varier le volume d’eau . L’étalement relatif, ( )

( )⎛ ⎞

‐110‐

EV = −⎜⎜⎝

2

1moyen

o

D mm

D mmΓ ⎟⎟

⎠, a été

reporté en fonction du rapport ( Figures III‐6a et III‐6b). E

P

VV

Mesure de la compacité de la pâte renforcée Comme pour la pâte non renforcée [voir chapitre III], tous les mélanges ont montré une

évolution linéaire entre l'étalement relatif, ( )

( )⎛ ⎞

Γ = ⎜⎜⎝

2

1moyen

o

D mm

D mm−⎟⎟

⎠, et le rapport effE

P

V

V.

Ainsi on obtient :

(Eq.IV‐2) effE

P P

V

PVβ α= +Γ× avec exp

11 P

C =+

Les valeurs expérimentales de

β

Pβ et de Pα sont indiquées dans le tableau IV‐8.

0.50

0.70

0.90

1.10

1.30

1.50

1.70

0 1 2 3 4 5 6 7

Γ=(Dmoy/D0)²-1

Vtot

/VL

0%1%11%21%50%100%

Figure IV6a : Evolution du rapport VEtot/VL en

différents dosages de la fibre A.

fonction de l’étalement relatif pour


La compacité de la pâte renforcée est exprimée par l’équation Eq. IV.2 [BRO et RAD 05]. Les

résultats obten e dus sont prés ntés ans le tableau IV‐8.

Tableau IV8: Mesure de βp et αp en fonction de l’eau efficace.

( )%fibreV 0 % 1 % 11% 21%

Paramètres αp βp Cexp αp βp Cexp αp βp Cexp αp βp Cexp

FbA

‐111‐

0,071 0,80 0,555

0,067 1,17 0,460 0,060 1,21 0,452 0,068 1,20 0,454

FbB 0,113 0,96 0,510 0,066 1,18 0,458 0,082 1,17 0,460

FbC 0,084 1,13 0,469 0,075 1,18 0,458 0,089 1,07 0,483

FbD 0,085 1,11 0,473 0,054 1,20 0,454 0,086 1,13 0,469

L’introduction des fibres végétales dans la pâte (ciment+filler) conduit à :

♦ Une augmentation de βp : La quantité d’eau minimale nécessaire pour remplir les vides de la

pâte renforcée augmente. La compacité de la pâte renforcée diminue (Figure IV‐6b). Aucune

corrélation entre ces évolutions et les caractéristiques physiques et géométriques des fibres

additionnées n’a pu être établie.

♦ Une augmentation de αp . Ainsi la quantité d’eau demandée pour atteindre un étalement relatif

donné est plus importante.

0.400

0.420

0.440

0.460

0.480

0.500

0.520

0.540

0.560

0.580

0% 1% 11% 21% 50% 100%

Dosage de fibre %

Com

paci

té

FbA

FbB

FbCFbD

Figure IV6b: Evolution de compacité en fonction du dosage de la fibre (en variant l’eau

efficace).


• Cône de Marsh (NF P 18 358)

Pour étudier la fluidité de la pâte renforcée en fonction du temps, on s’est basé sur l’essai de

cône de Marsh. Nous avons imposé des dosages en ciment et en fillers calcaires fixe et nous

avons fait varier le dosage en eau efficace pour chaque quantité de fibre introduite en fraction

volumique par rapport au liant.

(Eq.IV‐3) tot Fbeff eff sat effE E E et E= + variable

La figure IV‐7 représente l’évolution du temps d’écoulement en fonction du rapport eff effE E

L C F=

+

en masse.

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

0.28 0.32 0.36 0.40 0.45 0.49 0.53

Eeff/L

t v (s

ec)

1% de FbA11% de FbA21% de FbA50% de FbA100% de FbA0% de FbA

Figure IV7 : Evolution du temps d’écoulemen

t en fonction du dosage en Eeff/L pour

différents dosages de la fibre A.

min⎝ ⎠est le rapport minimal en masse, au‐delà duquel la pâte renforcée commence à

s’écouler à travers le cône de Marsh (Figure IV‐7). Le rapport

effE

L

⎞⎟

⎛⎜

minL

⎜ ⎟⎝ ⎠

correspond à un dosage

en eau minimal permettant à ce qu’un litre de pâte s’écoule à travers le cône. En dessous de ce

osage un blocage apparaît empêchant l’écoulement d’une partie ou de la totalité de la pâte.

‐112‐

effE⎛ ⎞

d


Tableau IV9: Dosages minimaux en eau min

effE

L

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

pour la pâte renforcée.

( )%fV 0% 1% 11% 21% 50% 100%

FbA

0,3

0,429 0,429 0,429 0,440 0,451

FbB 0,365 0,418 0,429 0,429 0,440

FbC 0,408 0,418 0,429 0,429 0,429

FbD 0,408 0,418 0,440 0,440 0,451

En traçant l’évolution du temps d’écoulement en fonction de

‐113‐

( )%fV pour 0,429eff

L= , on

remarque que les fibres jouent un rôle épaississant. La pâte devient d’autant plus visqueuse que

( )%fV est élevé. Ce phénomène est d’autant plus marqué que le pourcentage de cellulose que

contient la fibre est important pour des caractéristiques géométriques équivalentes.

E

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0% 1% 11% 21%

Dosage en fibre (%)

t v (s

ec) FbA

FbB

FbC

E/L=0,429

Figure IV8 : Evolution de la fluidité de la pâte renforcée pour un dosage de E/L fixé.

2.4. S E YNTHESE T DISCUSSION

Les résultats obtenus ont révélé que la fibre de type FbA absorbe le plus d’eau. Pour des

caractéristiques géométriques équivalentes, les fibres avec des teneurs en celluloses plus

élevées sont plus hydrophobes. Cette tendance n’est plus vérifiée si les caractéristiques


géométriques évoluent (l’élongation Ld varie). Par ailleurs, il apparaît qu’en augmentant

l’élongation de ces fibres végétales tout en maintenant constante leur composition chimique

similaire (% cellulose), elles absorbent moins d’eau.

Ceci a conduit à une augmentation du rapport effE

L dans la pâte traduisant une augmentation

des vides d s les particules solides constituant la pâte renforcée. Une valeur minimale de an

min⎝ ⎠

En augmentant le pourcentage de cellulose dans les fibres ayant des caractéristiques

géométriques similaires la fluidité de la pâte diminue et elle devient plus épaisse.

0,3effE

L≅

⎛ ⎞⎜ ⎟ est nécessaire pour remplir les vides dans la pâte et enclencher son étalement.

3. INFLUENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES PROPRIETES DU BAP A L’ETAT FRAIS

3.1. DEMARCHE ET AJUSTEMENT DE LA FORMULATION

La quantité des différents constituants du mélange doit être calculée en volume. On calcule ainsi

le volume relatif qu'occupe chaque constituant dans un mètre cube de béton autoplaçant. Cette

part s'obtient en divisant la masse de chacun des constituants par sa masse volumique.

(Eq. IV‐4) 31adjG S C Fb EauFT

G S c F adj Fb Eauρ ρ ρ ρ ρ ρ ρ

On doit en tenir compte pour le calcul de l'eau efficace totale de la quantité d’eau absorbée par

les fibres. Ainsi

MM M M M MM= + + + + + + =V m

toteff eff satFbE E E= + avec 0,35effE

L= . La composition des BAP‐MFS fibrés est la

suivante :

3 3 3350 / , 116 / , 164 / toteff eff satFbC kg m F kg m E kg m et E E E= = = = + avec 0,35effE

=L

Trois dosages de fibre A ont été introduits 0%, 15% et 20%

‐114‐

1fV = . Les dosages des fibres sont

calculés par rapport au volume du liant ( L C F= + ). Les corrections sur le dosage en eau ont été

faites pour tenir compte de la taille et de l'humidité des granulats ainsi de l’eau contenue dans le

superplastifiant.


On ne tiendra pas compte dans ce calcul de l'air occlus (en principe, de 1 à 3% pour le béton

autoplaçant, dans notre cas l’air occlus est approximativement égal à 1,7%). La formulation et le

choix des constituants d'un BAP résultent des mêmes exigences sur béton frais et sur béton

‐115‐

sat

durci.

Pour étudier l'influence des fibres végétales sur l’ouvrabilité (Slump flow), la stabilité et la

s frésistance à la ségrégation du BAP_MFS fibrés, 10 composition différentes ont été e fectuées.

Les plages de dosage en superplastifiant pour le BAP_MFS fibrés, représentent les dosages

nécessaires pour isfaire la condition de consistance en matière d’étalement :

.265 cmmoyenEtalement D ±= =


116

Tableau IV10 : Résultats récapitulatifs des différents essais de caractérisation des BAP fibrés ‘FbA’.

Résultats de slump Résultats de L‐Box Résultats de J‐RING Résultats de stabilité

Eau (L)

Fibre (%)

Sp (%)

BAP testé

T 500

(s) D1

(cm) D2

(cm) D moy

(cm) H 1 (cm)

H2 (cm)

H /H1 2

(%) t v

(min) H int

(cm) H ext

(cm) Hint‐Hext

(cm) D moy

(cm) π(%)

184.00 10.00 1.35 1 7 71 72 71.5 12 10.5 87.5 1.45 1.5 0.8 0.7 69.5 5.645 184.00 10.00 1.15 2 6 68 66.5 67.25 15 11 73 1.3 2.5 1.2 1.3 62.5 3.812 184.00 10.00 1.20 3 7 69 70 69.5 12 10 83 1.26 1.5 1 0.5 67.5 6.770 194.00 15.00 1.15 5 11 61.5 64 62.75 19 11.5 60 1.41 3.2 1.5 1.7 56.5 1.729 194.00 15.00 1.20 6 9 64 66 65 16 10.5 65 1.36 3 1.8 1.2 59 3.645 194.00 15.00 1.25 7 7 69 67 68 13.5 10 74 1.34 2.5 1 1.5 64.5 4.687 204.00 20.00 1.25 8 6 65 64 64.5 17.5 11 62 1.31 3.4 1.7 1.7 59 1.958 204.00 20.00 1.35 9 7 66 65 65.5 15 11 73 1.38 3 1.5 1.5 62 3.354 204.00 20.00 1.40 10 6 68 66 67 14.5 12 82 1.34 2.8 1.5 1.3 64 3.583

BAP fibrés témoins


117

3.2. OUVRABILITE DES BAPMFS FIBRES

Le dosage en superplastifiant qui permet de satisfaire la condition de consistance imposée

( 265 cmmoyenEtalement D ±= = ) a été déterminé en effectuant des essais au cône d’Abrams sur les

22 compositions de BAP‐MFS fibrés (Figure IV‐9).

50

55

60

65

70

75

80

0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20 1.30 1.40 1.50%SP

BAP_0%FbABAP_10%FbABAP_15%FbABAP_20%FbA

Etal

emen

t (cm

)

Figure IV9 : Courbe d’étalement de BAP‐MFS additionnés de FbA.

Les dosages optimaux obtenus pour cha s le tableau IV‐11. que composition sont résumés dan

Tab os dleau IV11 : D

BAP bA

ages optimaux

BAP_ FbA

e BAP fibrés.

BAP_ FbA Dosage _0% F 10% 15% BAP_ FbA20%

(Sp)optimal 1, 35 1,15 1,25 1,40

toteff eff satFbE E E= + 164 184 194 204

toteffE

L 0,35 0,39 0,41 0,43

effE

L 0,35 0,35 0,35 0,35

L’évolution du maintien de l’ou abilité des BAP‐MFS non fibrés et BAP‐MFS fibrés répondant à

l’exigence = = est représentée dans la figure IV‐10.

vr2cm±65moyenEtalement D

Chapitre IV : INFLUENCE DES FIBES VEGETALES SUR LES PROPRIETES PHYSIQUES ET MECANIQUES DES BAP

6061626364656667686970

0.0% 10.0% 15.0% 20.0%

% Volumique en Fibre (FbA)

Slu

mp

(cm

)6 mn 15 mn 30 mn 45 mn 60 mn

Figure IV10: Evolution de slump en fonction du temps.

On observe une diminution de la stabilité de l’ouvrabilité du BAP qui diminue au cours du

temps, cette diminution devient importante quand la teneur des fibres augmente.

On remarque une perte de l’étalement conséquente cons ive à l’introduction des fibres. La

perte de l’ouvrabilité est la plus importante pour fV

écut

10%= . La cinétique de diminution de

rononcée our s. l’étalement est plus p p le BAP‐MFS fibré

Le temps T500 a été mesuré et les caractéristiques rhéologiques des BAP‐MFS fibrés ont été

calculées (tableau IV‐12). L’analyse des résultats révèle que l’introduction de la fibre FbA est à

l’origine de l’augmentation de la viscosité du BAP et d’une légère diminution du seuil de

cisaillement. Son rôle res dsemble à celui d’un agent e viscosité.

Tab 12: R vis a c saleau IV ésultats de la

BAP

cosité ‘μP’ et l

BAP_ FbA

ontrainte de ci

BAP_ FbA

illement ‘τ0’.

BAP_ FbA Dosage _0% FbA 10% 15% 20%

T500 (s) 4,08 6,67 7,67 6,33

‐118‐

ηP ( Pa.s) 267,3 365,4 3 81,5 310

τ0 (Pa) 148,2 131,4 126 115,8


3.3. OUVRABILITE DES BAPMFS FIBRES EN MILIEU CONFINE

La figure IV‐10 montre l’évolution du taux de remplissage ‘H2/H1’ en fonction du dosage en

superplastifiant pour différents dosages de fibre.

Les résultats de L‐box montrent que les fibres affectent le dosage en superplastifiant et surtout

l’écoulement du BAP‐MFS. Les BAP‐MFS fabriqués par des teneurs élevées de fibres présentent

une mobilité moyennement bonne en milieu confiné.

40

50

60

70

80

90

100

0,70 0,90 1,10 1,30 1,50 SP (%)

H 2/H

1(%)

BAP_0%FbA

BAP_10%FbA

BAP_15%FbA

BAP_20%FbA

Figure IV : Résultats de L‐Box pour différents dosages de fibre.

Les résultats obtenus à partir de l’essai de J‐Rin indiquent que tous les BAP‐MFS fibrés

vérifient les recommandations ( ) est que l’introduction de la FbA

diminue le risque de blocage du BAP‐MFS estimé à travers l’indice

11

g,

int 20extH H H mmΔ = − ≤

2

HV

β 4cône

Dπ

Δ . =

‐119‐


0

1

2

3

4

0,70 0,90 1,10 1,30 1,50%SP

H int

-Hex

t (cm

)

BAP_0%FbA

BAP_10%FbA

BAP_15%FbA

BAP_20%FbA

Figure IV12 : Résultats de J‐Ring pour différents dosages de fibre.

3.4. STABILITE DES BAPMFS FIBRES

Les résultats issus des essais de stabilité au tamis montrent que toutes les compositions testées

ont une stabilité satisfaisante (0%<π<15%). La figure IV‐13 n'indique aucune influence des

fibres sur la stabilité du BAP.

0

2

4

6

8

0,70 0,90 1,10 1,30 1,50%SP

π(%

)

BAP_0%FbA

BAP_10%FbA

BAP_15%FbA

BAP_20%FbA

Figure IV13: Evolution de la laitance en fonction du dosage en superplastifiant.

‐120‐


‐121‐

3.5. CONCLUSIONS

D’après les résultats, on conclut que, l’introduction de la fibre FbA augmente la viscosité du

béton et favorise son étalement. La stabilité ainsi que l’étalement du BPA‐MFS sont améliorées

avec l’ajout de la fibre FbA. Sa masse volumique diminue de façon significative.

Le tableau IV‐13 récapitule les résultats expérimentaux des BAP témoins fabriqués par la fibre

FbA.

Tableau IV13 : Co r A s mposition et p

BAP_0%FbA

opriétés des B

BAP_10%FbA

P‐MFS témoin

BAP_15%FbA

fibrés.

BAP_20%FbABAP

Dosage

Ciment (kg/m3)

Fillers (kg/m3)

Fibres (kg/m3)

Sable (kg/m3)

Gravillon (kg/m3)

Eau eff g/m3) icace (k

SP (%)

350

116

0%

939

784

164

1,35

350

116

10%

802

669

184

1,15

350

116

15%

611

731

194

1,25

350

116

20%

552

660

204

1,40

Propriét at fraisés à l’ét

SF (cm)

T500 (s)

V‐fun en l (s)

Hin ≤ ) t‐Hext 5 (cm

H2/ ) H1 (%

π ( %)

Air occlus (%)

Densité théorique

Densité expérimentale

66 ,5

4

11

1,7

88

7 ,27

1,6

2,369

2,374

67 ,2

6

12

1,3

73

3 ,82

1,7

2,092

2,108

6 7,6

7

11

1,5

74

4 ,68

1,7

1,996

1,982

6 7

6

10

1,3

82

3,59

1,75

1,845

1,894


‐122‐

4. INFLUENCE DES FIBRES VEGETALES SUR LES PROPRIETES DU BAP A L’ETAT DURCI

4.1. RESULTATS OBTENUS SUR LES PROPRIETES PHYSIQUES DU BAP FIBRE

Porosité accessible à l’eau des bétons

La porosité du BAP‐MFS a été étudiée en testant trois dosages volumiques de fibres. Les

résultats obtenus sont récapitulés dans le tableau IV‐14.

Tableau IV Résultats é du ére fibre.14: de la porosit

BAP bA

BAP pour diff

BAP_ FbA

nts dosages de

BAP_15%FbA

BAP_20%FbA BAP _0%F 10%

Porosité (%) 1 0,15 14,3 15 16

SP (%) 1,35 1,25 1,35 1,40

Ces résultats montrent que l’introduction des fibres végétales augmente la porosité dans le BAP

(tableau IV‐14). Cette augmentation de la porosité est d’autant plus importante quand la teneur

de fibre augmente. Cela signifie que la compacité diminue (ce qui corrèle avec les résultats de la

pâte renforcée).

La rméabilit aux gaz pe é

La figure IV‐14 représente les résultats de l’évolution de la perméabilité du BAP‐MFS en

fonction de la porosité pour différents dosages volumiques de fibre.

La perméabilité du BAP‐MFS augmente en introduisant les fibres végétales. Cette diminution

devient importante quand le dosage des fibres est élevé ce qui conduit à un BAP‐MFS moins

compact (la porosité et la perméabilité sont plus élevées, ce qui corrèle avec les résultats de la

compacité obtenus sur la pâte renforcée).


BAP_0%FbA

BAP_10%FbA

BAP_15%FbA

0

1

2

3

4

5

6

7

8

10.15 14.3 15Porosité (%)

Per

méa

bilit

é (x

10-1

6 ) m²

du BAP en fonction de la porosité pour Figure IV14 : Evolution de la perméabilité

différents dosages de fibre.

Mesure de Ségrégation

L’introduction des fibres végétales sur la ségrégation statique du BAP‐MFS a été étudiée. On

utilise la même procédure adoptée pour caractériser la ségrégation statique dans le BAP‐MFS

non fibré.

la

Figure 15: Observation d la ségrégation des BAP‐MFS témoins fibrés.

Donc les résultats montrent qu’on n’a pas de ségrégation particulière sur les trois BAP‐MFS

fibrés. L’introduction des fibres végétales dans le BAP‐MFS n’influent pas sur la ségrégation

tatique.

‐123‐

IV e

s


4.2. RESULTATS OBTENUS SUR LES PROPRIETES MECANIQUES DU BAP FIBRE

Résistance à la compression uniaxiale

La résistance à la compression du BAP‐MFS fibré est mesurée au cours du temps sur des

éprouvettes 16×32cm. La figure IV‐16 montre l’évolution de la résistance à la compression en

fonction de l’âge du BAP pour différents dosages de fibre FbA.

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

0.0% 10.0% 15.0% 20.0%


σ c (M

Pa)

1 Jour 3 Jours 7 Jours 14 Jours 28 jours

Figure IV16 : Evolution de la résistance de compression en fonction de l’âge du BAP‐MFS.

L’introduction de la fibre végétale FbA dans le BAP‐MFS n’améliore pas la résistance à la

compression, ni au jeune âge ni au moyen âge. On note une diminution significative des

résistances à la compression. Ceci peut s’expliquer partiellement par les valeurs du rapport

toteffE

L qui augmente et atteint des valeurs élevées et par la diminution sensible du dosage en

granulats.

La résistance à la compression du BAP‐MFS fibré est systém quement plus faible que celle du

BAP non fibré, la différence atteint plus que 50% pour

ati

20%fV = .

‐124‐


Module d’élasticité

Le module d’élasticité est également déterminé lors des essais de compression réalisés sur des

éprouvettes 16×32cm en utilisant un extensomètre équipé de trois capteurs de déplacement

LVDT. Le module, noté, Ej, est déduit de la pente contrainte‐déformation en pré‐pic.

La figure IV‐17 représente l’évolution du module d’élasticité en fonction de l’âge du BAP‐MFS

pour différents dosages de fibre FbA.

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

40.00

45.00

0.0% 10.0% 15.0% 20.0%


E (G

Pa)

1 Jour 3 Jours 7 Jours 14 Jours 28 jours

Figure IV17: Evolution du module d’élasticité en fonction de l’âge du BAP‐MFS.

Bien que le module diminue avec le dosage en FbA et ceci de façon plus significative au jeune

âge, on remarque une baisse moins importante que celle observée pour les résistances à la

compression. A 28 jours un dosage volumique de 20% de FbA n’engendre qu’une baisse de

rigidité de 75% alors que celle relative à la résistance à la compression est 50%.

Les observations de faciès de ruptures des deux BAP‐MFS fibré et non fibré réalisées sur

éprouvettes sollicitées en compression à 28 jours montrent une bonne répartition des fibres

végétales dans la matrice du BAP‐MFS, mais la présence de vides plus importante dans le BAP‐

MFS fibré expliquant en partie la baisse du module et celle de la résistance à la compression

(figure IV‐17)

‐125‐


(a) (b)

Figure IV18: Quelques observati MEB FS non fibré et (b) BAP‐MFS fibré ons au ) BAP‐M : (a

avec 10%fV = de FbA.

La figure IV‐19 représente l’évolution du module d’élasticité en fonction de la résistance à la

compression du BAP non fibré et fibré avec 10% de FbA du 1jour jusqu’au 28jours.

y = 5.0437xR2 = 0.9019

60 BAP non fibréBAP fibré (FbA)

y = 4.6258xR2 = 0.6672

0

10

20

30

40

50

0 2 4 6 8 10

Figure IV19: Relation entre le module d’élasticité et la résistance à la compression

comparant le BAP fibré et non fibré.

L’évolution du module d’élasticité du BAP‐MFS fibré en fonction de la contrainte à la

compression suit une loi de type :

‐126‐

(Eq. IV‐5) 4,62 cE σ=

Pour le BAP non fibré nous avons montré que le comportement est bien décrit par l’équation :

(Eq. IV‐6) cE σ04,5=

Ces deux équations sont très proches et on montre que l’équation Eq. IV‐7 permet de décrire le

comportement du BPA‐MFS fibré et non fibré :


(Eq. IV‐7) 4,79 cE σ=

éq

Cette uation concorde avec celle trouvée par [ASS 04(a)] ( 4,64 cE σ= ) et [ACI92]

( 4,73 cE σ= ).

5. BILAN

Dans cette étude les résultats rhéologiques obtenus sur la pâte et le BAP fibré, ont révélés que :

Les essais de mini cône et de cône de Marsh, nous ont permis de déterminer le dosage minimal du rapport Eeff/L et le dosage optimal en superplastifiant de la pâte fibrée.

L’introduction des fibres végétales dans la pâte, conduit à une augmentation de la demande en eau, le rapport Eeff/L augmente en augmentant le dosage des fibres. Cependant, la compacité de la pâte diminue systématiquement vue les vides crées par ces fibres.

La demande en superplastifiant augmente, la détermination du dosage optimal en superplastifiant est difficile : Les essais de mini cône et de cône de Marsh nous ont aidé à

ldéterminer e dosage minimal en superplastifiant de la pâte fibrée.

L'évolution de l’ouvrabilité du BAP au cours du temps diminue, particulièrement aux environnements confinés.

Les essais de la stabilité au tamis prouvent que toutes les formulations sont stables. Cependant, il s'avère que l'augmentation de la teneur de fibres mène à un BAP stable.

Des corrélations, entre les résultats obtenus des essais réalisés sur la pâte en utilisant le mini cône et le cône de Marsh et les résultats des essais réalisés sur le BAP fibré et non fibré sont établies.

D’autre part, les résultats des propriétés physiques et mécaniques obtenus sur le BAP fibré, ont

montrés que :

Les fibres végétales affectent la porosité et la perméabilité du BAP, en augmentant le dosage des fibres le BAP devient moins compacte.

La mesure de la ségrégation statique dans le BAP fibré révèle qu’il n’y a pas d’influence des fibres végétales.

La résistance mécanique du BAP fibré diminue significativement. Cette diminution est imputée à un rapport Eeff/L plus élevé.

‐127‐

129

CONCLUSIONS GENERALES & PERSPECTIVES

CONCLUSIONS GENERALES

130

ble des résultats obtenus dans cette partie, révèlent que :

La finesse joue un rôle important sur le temps de prise de la pâte (essai de Vicat). La pâte

fabriquée en utilisant des fillers calcaires caractérisés par la surface de Blaine la plus

élevée présente des temps de prise longs. L’introduction du superplastifiant amplifie ce

Les bétons autoplaçants (BAP) constituent une nouvelle avancée pour la construction en béton

et ils offrent en cela des avantages aussi bien d’ordre économique, technique que sociaux.

L’absence de vibration qui caractérise leur mise en place permet en effet de réduire le coût, de

construire des éléments à géométrie complexe ou fortement ferraillés et également de

constituer une véritable alternative aux bétons traditionnels. Cependant, leur formulation et le

contrôle de leurs propriétés lors de la mise en oeuvre nécessitent une attention particulière, les

BAP demeurent en dessous de l’utilisation qui pourrait en être faite en raison de questions sans

réponses posées par de nombreux industriels et maîtres d’ouvrage. Certaines des inconnues qui

les concernent nécessitent donc d’apporter des résultats de recherches probantes, notamment

en terme de rhéologie, de durabilité..

Ce travail, qui s'est déroulé sur une période de quatre ans, a pour objectifs, de donner une

méthodologie pour optimiser la formulation des BAP. Le premier objectif était d’évaluer les

conséquences potentielles à la présence des fines calcaires dans les compositions de BAP sur

leurs comportements rhéologique et mécanique. Le deuxième objectif était de chercher à étudier

l’intérêt et l’influence des fibres végétales sur les propriétés des BAP à l’état frais et durci.

Pour répondre à ces objectifs, nous avons commencé par à mettre en place une méthodologie

pour la formulation d’un BAP témoin en se basant sur une approche double : expérimentale et

théorique. L’optimisation du squelette granulaire a été obtenue en se basant sur le modèle des

suspensions solides dans une première approche puis sur le modèle d’empilement compressible.

Les modèles de rhéologie présentés dans ce mémoire s'appuient tous sur un modèle de

compacité. On a ensuite introduit le modèle ainsi complété dans le logiciel RENE‐LCPC, qui a été

diffusé dans le réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées, et a été utilisé à l'occasion de

nombreuses études de formulation de bétons de tous types. Pour le dosage des constituants du

BAP, on s’est fixé un coefficient de compacité qui traduit le rapport du volume des granulats par

rapport à celui de la pâte. Ainsi en augmentant ce coefficient on diminue le volume de la pâte au

détriment de celui des granulats.

BAP non fibré

L’ensem


constat : début de prise plus long. Ceci nous ramène à supposer que le superplastifiant

utilisé joue le rôle de retardateur de prise. Cela est très important, car c’est un indicateur

pour la résistance mécanique au jeune âge et un paramètre significatif pour le

‐131‐

tats

dégagement de la chaleur d’hydratation.

Les résultats au cône de Marsh, au mini cône et à l’aiguille Vicat effectués sur la pâte, ont

pour objectif de déterminer le dosage en eau (Eeff/L) et en superplastifiant (SP)

nécessaires pour la formulation du BAP. Ils ont conduits à des résul similaires : Par

ailleurs les essais réalisés avec l’aiguille Vicat montre que pour 0,35EL≥ . Au vu de ses

résultats le dosage en eau est d rm né en imposant un rapport éte i 0,35effE

L= ce qui

conduit à un dosage en eau : . 3164 /E kg= m

Les essais de cône de Marsh et de mini cône ont permit sur pâtes de fixer le dosage à

saturation du superplastifiant peut être utilisée pour la formulation du BAP. Les pâtes

doivent être visqueuses à soutenir les granulats et pour assurer la fluidité du BAP.

La finesse influe de manière significative sur la quantité d’eau nécessaire pour remplir

les vides dans la pâte.

Le dosage en superplastifiant de saturation est beaucoup plus affecté par la finesse des

particules des poudres que par leur composition chimique. Pour les fines calcaires

utilisés, une augmentation de la surface de Blaine conduit à une diminution du dosage en

superplastifiant répondant à la maniabilité du BAP.

Le dosage optimum du BAP dépend de la finesse des fillers mais également de la nature

de la roche mère et de sa composition chimique.

La surface de Blaine affecte le maintient de l’ouvrabilité des BAP. La cinétique de

diminution de l’étalement est plus prononcée pour le BAP formulé avec des fillers ayant

une surface de Blaine "SB" faible. La composition chimique des fillers ne semble pas

intervenir. On remarque, également, que BAP_LFE (additionné avec les fillers les moins

fins) perd son caractère auto‐plaçant après un temps de maintien inférieur à 30mn

contrairement aux deux autres BAP.

La viscosité des BAP frais diminue légèrement en augmentant la finesse les additions

calcaire. Ainsi diminuer la taille des fillers BETOCARB®P2 réduit peu le seuil de

cisaillement des BAP.


132

A

bs

m

Tous les BAP testés présentent une bonne stabilité. L'augmentation du dosage en

e la stabilité du B P. superplastifiant diminu

Le critère de blocage int 20extH H H mmΔ = − ≤ est sévère et conduit à des formulations

fortement dosées en superplastifiant alors qu’aucun blocage n’a été o ervé au cours des

essais. Le risque de blocage estimé à travers 30cône J Ringmoyen moyenD D m

−− ≤ semble plus

réaliste.

En ce qui concerne, l’influence de la finesse des fillers sur les propriétés des BAP à l’état durci,

les résultats ont conduits à :

La finesse influe sur les propriétés physiques du BAP. Les essais de perméabilité, de

porosité, de carbonatation et de ségrégation.

Le degré d’hydratation est d’autant plus élevée au jeune âge ( ) que la finesse

e

7t jour≺ s

des fillers additionnés au BAP st élevée.

Les résultats issus des essais mécaniques mettent en exergue le rôle de la finesse des

calcaires sur l’acquisition des résistances mécaniques notamment au jeune âge.

Notre travail a ainsi donné certaines réponses aux questions qui se posaient au départ sur les

BAP. Cependant, les hypothèses choisies au début du travail nous ont conduits à prouver que

l’addition de fillers de surface de Blaine élevée conduit à des BAP de résistance à la compression

et de rigidité plus élevée.

P2 conduitL’ajout des fillers de type BETOCARB® à des BAP de hautes performances.

En ce qui concerne, l’utilisation d’un agent de viscosité, les pâtes doivent être visqueuses à

soutenir les granulats et pour assurer la fluidité du BAP, il aurait été préférable d’utiliser un

agent de viscosité pour avoir une bonne viscosité.

BAP fibré

Dans cette étude les résultats rhéologiques obtenus sur la pâte et le BAP fibrés, ont révélés que :

Les essais de mini cône et de cône de Marsh, nous ont permis de déterminer le dosage

minimal du rapport Eeff/L et le dosage optimal en superplastifiant de la pâte fibrée.


133

L’introduction des fibres végétales dans la pâte, conduit à une augmentation de la

demande en eau, le rapport Eeff/L augmente en augmentant le dosage des fibres.

Cependant, la compacité de la pâte diminue systématiquement vue les vides crées par

ces fibres.

La demande en superplastifiant augmente, la détermination du dosage optimal en

superplastifiant est difficile : Les essais de mini cône et de cône de Marsh nous ont aidé à

ldéterminer e dosage minimal en superplastifiant de la pâte fibrée.

L'évolution de l’ouvrabilité du BAP au cours du temps diminue, particulièrement aux

environnements confinés.

Les essais de la stabilité au tamis prouvent que toutes les formulations sont stables.

Cependant, il s'avère que l'augmentation de la teneur de fibres mène à un BAP stable.

Des corrélations, entre les résultats obtenus des essais réalisés sur la pâte en utilisant le

mini cône et le cône de Marsh et les résultats des essais réalisés sur le BAP fibré et non

renforcé sont établies.

D’autre part, les résultats des propriétés physiques et mécaniques obtenus sur le BAP fibré, ont

montrés que :

Les fibres végétales affectent la porosité et la perméabilité du BAP, en augmentant le

dosage des fibres le BAP devient moins compacte.

La mesure de la ségrégation statique dans le BAP fibré révèle qu’il n’y a pas d’influence

des fibres végétales.

La résistance mécanique du BAP fibré diminue significativement car le rapport Eeff/L est

plus élevé que celui du BAP non fibré.

En ce qui concerne, à l’hypothèse de la valorisation des fibres courtes recyclées dans les BAP les

résultats nous conduit, en terme de la mise en œuvre, à une moyenne mis en en place de la

composition du BAP vu la difficulté à déterminer le dosage en saturation en superplastifiant et

en eau, et en terme de durabilité, nous emmène à des BAP moins compactes et moins résistants

écaniquement. m

PERSPECTIVES

134

De nouvelles études pourront faire suite à ce travail. Plusieurs perspectives d’études sont

envisageables :

La première concerne la méthode de formulation proposée doit être confrontée à des

expérimentations en vraie grandeur. Elle doit être également étendue aux bétons contenant des

agents de viscosité, qui sont, à présent, souvent employés. En envisageant de faire varier des

paramètres tels que le diamètre des granulats et d’estimer leur influence sur les propriétés

mécaniques et physico‐chimiques des BAP.

En ce qui concerne les propriétés nécessitant la continuité de recherches, on peut aussi citer la

viscosité de la pâte qui mérite être étudier d’une manière approfondie. En effet, des essais (mini

cône et cône de Marsh) ont montré que le comportement des pâtes contenant des fibres se

différenciait de celui des autres pâtes. L’étude de l’influence des fibres végétales doit être

poursuivie afin de comprendre le comportement de ces pâtes, le plus souvent utilisés

simultanément.

De plus, l’étude de certains mécanismes d’ordre physico‐chimiques doit être approfondie aussi

tels que la ségrégation statique, la durabilité : Retrait, porosité à mercure...

Les résultats des essais menés avec les fibres végétales bien que notre étude ait montré que la

prévision de la résistance à la compression au jeune âge du BAP, les méthodes proposées

nécessitent toujours quelques essais sur béton pour atteindre un niveau élevé de précision. La

méthode utilisée (rapport Eeff/L élevé), en particulier, présenté quelques faiblesses. Il serait

pertinent de réfléchir à modifier le mode opératoire en tenant compte de garder le même

rapport Eeff/L et augmenter la teneur du liant pour s’affranchir de cette faiblesse. De la même

façon, la considération de la valeur à 28 jours comme indicateur de la résistance à long terme

n’est peut‐être pas toujours le meilleur choix.

Enfin, des essais supplémentaires doivent être menés pour connaître au mieux la susceptibilité

des BAP à la fissuration. Ces essais doivent permettre par exemple de mesurer la ténacité et

l’énergie de rupture du BAP sous la flexion à trois points : Etude de la mécanique de la rupture

en effectuant des essais de flexion à trois points sur des éprouvettes préfissurées.

Une étude plus approfondie des caractéristiques microscopiques des BAP peut être envisageable

dans la mesure où des différences observées au niveau macroscopique sur certaines propriétés

matérielles le nécessitent.

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135

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ANNEXES

ANNEXE A

146

ANNEXE A

Résultats expérimentaux :

Modèle de suspension solide

Modèle d’empilement compressible

ANNEXE A

MODELE DE SUSPENSION SOLIDE

• Mesures Théoriques

ité iq e est calculée en utilisant les deux équations suivantes : La compac théor u

avec : Cg=β1 et Cs=β2

(Gros dominants) C

21 1 yg −

g== γγ

γ1 : compacité virtuelle des gros dominants

ale des gros dominants Cg : compacité expériment

2 : proportion volumique y

(Petits dominants) )1(1 12

ss Cy −−

sC== γγ

γ2 : compacité virtuelle des petits dominants

le des petits dominants Cs : compacité expérimenta

1 : proportion volumique y

vec : y1 + y2 =1 a

Après le calcul de la compacité virtuelle γi , on déduit la compacité théorique Cth en utilisant le modèle de Mooney, sachant que ,

rη =1.36.105

( )⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−= ∑

=

n

i

ith

ir

c

y1

*

115.2exp

γ

φη

Les courbes suivantes présentent les mesures obtenues de la compacité théorique, sans ibration et avec vibration : v

147

ANNEXE A

G1/S1 sans vibration

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

c calculée

FigureA‐1

G1/S1 avec vibration+pression

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

FigureA‐2

148

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

FigureA‐3


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

FigureA‐4

149

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

c calculée

FigureA‐5


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

FigureA‐6

150

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

c calculée

FigureA‐7


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

FigureA‐8

151

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

c calculée

FigureA‐9


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c caclculée

Figur A‐10 e

152

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

c caclculée

FigureA‐11


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

c calculée

Figur A‐12 e

153

ANNEXE A

MODELE D’EMPILMENT COMPRESSIBLE


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

FigureA‐13

G1/S1 avec vibration+pression (K=9)

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐14 e

154

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

FigureA‐15


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐16 e

155

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

FigureA‐17


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐18 e

156

ANNEXE A


0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

téc mesurée

Ccalculée

FigureA‐19


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐20 e

1

57

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

FigureA‐21


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐22 e

158

ANNEXE A


0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

FigureA‐23


0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

proportions petits

com

paci

té

c mesurée

Ccalculée

Figur A‐24

159

e

ANNEXE A

• Cas de la compacité des mélanges multimodaux

On s’intéresse à étudier la compacité d’un mélange multimodale.

En effet, il y a trois méthodes pour déterminer les proportions optimales (pourcentage cumulé)

ans le but de calculer la compacité d’un mélange multimodale. d

a. Méthode de Furnas

Furnas ainsi beaucoup d’autres auteurs se sont intéressés aux granulométries continues qui

ermettent de calculer la proportion cumulée par l’équation suivante: p

qq

dq

dDdXXp

−−

=)(

D : le diamètre maximal

d : le diamètre minimal

: la classe granulaire élémentaire d<x<D x

La proportion cumulée se calcule en suivant la procédure suivante :

( )∑=

−−−i

ii XPXP1

1)(%)(%100

Les études ont montré que la compacité est optimale entre 0,2<q<0,5, [LAR 86]. C’est La raison

n

pour laquelle, on a choisi ces quatre valeurs d’exposant q.

Le tableau suivant présente les différentes proportions cumulées des classes élémentaires des

sables et des gravillons en fonction des différentes valeurs de paramètre q.

Tableau A‐1: Différentes proportion des granulats en fo ion de q. s cumulées nct

%S2 %S3 %G1 %G2 G/S q %S1

0,2 19,30 25,76 27,84 12,80 14,30 0,37

160

0,3 15,60 23,70 29,55 14,25 16,90 0,45

0,4 1 2,30 21,60 23,60 22,81 19,70 0,73

0,5 9,60 19,40 30,63 17,71 22,66 0,67

Pour q=0.3 on a : ‐

ANNEXE A

Tableau A‐2: Récapitulatif de la compacité du mélange binaire (q=0,3).

Sans vibration

Avec vibration

%S1 %S2 %S3 %G1 %G2 Cexp Cth Cexp Cth

15,6 23,7 29,55 14,25 16,9 0,653 0,725 0,712 0,787

Le paramètre q représente le pourcentage des petits dans le mélange multimodal, il nous permet

de calculer en utilisant l’équation indiquée au‐dessus, les pourcentages cumulés des classes

élémentaires des sables et des gravillons. En connaissant, le diamètre maximal (D) et le diamètre

inimal (d) du mélange. m

b. Méthode de Dreux

Les granularités bi‐lineaires sont parmi les plus utilisées pour les formules de béton. Dreux a

préconisé un point de brisure d’abscisse D/2 et d’ordonnée Y.

2X = 5mm

Avec Dmax =10mm

D =

KDY −−= 50

K : terme correcteur)

(

vec : K= 6Mf ‐15 ( Mf : coefficient de finesse) a

On trouve : Y= 47%

rX et Y : coordonnées du point de b isure

La méthode de Dreux est basée sur la courbe granulométrique, après le calcul du point de

brisure et tracée de la courbe de référence, par projection on mesure les différents

pourcentages des ables et des gravillons. Le tableau suivant présente les pourcentages des

ables et des gravillons mesurés d’après la courbe granulométrique : s

161

ANNEXE A

Tableau A‐3: Récapitulatif de la compacité du mélange binaire (Dreux).

162

Sans vibration

Avec vibration

% S1 % S2 % S3 % G1 % G2 Cexp Cth Cexp Cth

16 16 12 20 36 0,773 0,776 0,832 0,825

D’après les mesures des pourcentages des sables et des gravillons, on peut déduire le rapport

/S=1,2 (qui proche de 1). G

c. Méthode de Faury

La méthode de Faury est basée sur la même démarche de Dreux, en préconisant un point de brisure d’abscisse D/2 et d’ordonnée Y et en utilisant des constantes bien définies A, B et R.

2X = 5mm

vec Dmax =10mm

D =

A

75.0175

−++=

DR

BDAY

A=28

Avec: B=1

R=32.5

On trouve : Y=55.3%

Après le calcul du point de brisure et tracée de la courbe de référence, par projection on mesure

les différents pourcentages des ables et des gravillons. Le tableau suivant présente les

pourcentages des sables et des gravillons mesurés d’après la courbe granulométrique :

ANNEXE A

Tableau A‐4: Récapitulatif de la compacité du mélange binaire (Faury).

163

Sans vibration

Avec vibration

% S1 % S2 % 3 S % G1 % G2 Cexp Cth Cexp Cth

19 28 5 16 32 0,72 0,77 0,788 0,833

D’après les mesures des pourcentages des sables et des gravillons, on peur déduire le rapport

G/S=0,92 (qui est proche de 1).

On peut conclure que, parmi les trois méthodes utilisées pour calculer les proportions cumulés.

Les méthodes de Dreux et Faury qui donnent des pourcentages proches de la réalité (G/S proche

de 1). En se basant sur les propriétés des matériaux ainsi sur l’analyse granulométrique.

La figure A‐25 représente l’évolution de la proportion cumulée P(x) en fonction du diamètre x.

Elle représente l’allure des différentes méthodes utilisées pour calculer les pourcentages

cumulés :

0

20

40

60

80

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10x

P(x) Dreux

Faury

q=0,2

q=0,3

Figure A‐25: Courbe granulaire des proportions optimales.

ANNEXE B

164

ANNEXE B

Fiches techniques des Matériaux utilisés

ANNEXE B

Ciment

165

ANNEXE B

Sable

166

ANNEXE B

Gravillon

167

ANNEXE B

Superplastifiant

168

ANNEXE B

169

ANNEXE C

170

ANNEXE C

Résultats expérimentaux de la rhéologie de la pâte non

renforcée

ANNEXE C

• Aiguille de vicat

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200 300 400 500 600 700

Temps (min)

Enfo

ncem

ent (

mm

)E/L=0,364 , début de prise:4h35 - fin de prise:7h40E/L=0,351 , début de prise:4h28 - fin de prise:7h25E/L=0,321 , début de prise:4h - fin de prise:7h17E/L=0,3 , début de prise:3h30 - fin de prise:7h10E/L=0,287 , début de prise:3h10 - fin de prise:7hE/L=0,257 , débu de prise:3h - fin de prise:6h50E/L=0,236 , débu de prise:2h45 - fin de prise:6h41CEM 52,5

Figure C1: Evolution de l’enfoncement en fonction du temps pour la pâte pure.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200 300 400 500 600 700

E/L=0,364 , début de prise:4h40 - fin de prise:9h10E/L=0,351 , début de prise:4h32 - fin de prise:8h40E/L=0,321 , début de prise:3h30 - fin de prise:7h55E/L=0,3 , début de prise3h10 - fin de prise:7h40E/L=0,278 , début de prise:3h - fin de prise:7h18

171

Temps (min)

Enf

once

men

t (m

m)

E/L=0,257 , début de prise:2h42 - fin de prise:7hE/L=0,236 , début de prise:2h25 - fin de prise:6h55

CEM+LFE

FigureC2: Evolution de l’enfoncement en fonction du temps pour la pâte pure.

ANNEXE C

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200 300 400 500 600 700

E/L=0,364 , début de prise:4h55 - fin de prise:9,40E/L=0,351 , début de prise:4h45 - fin de prise:9h32E/L=0,321 , début de prise:4h25 - fin de prise:8h43E/L=0,3 , début de prise:4h10 - fin de prise:8h30E/L=0,287 , début de prise:4h - fin de prise:8h22

172

Temps (min)

Enfo

ncem

ent (

mm

)

E/L=0,257 , début de prise:3h30 - fin de prise:7h55E/L=0,236 , début de prise:3h18 - fin de prise:7h40

CEM+MFS

Figure C3: Evolution de l’enfoncement en fonction du temps pour la pâte pure.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200 300 400 500 600 700

Prise_MF-O_avec Adj (1%) Prise_MF-S_avec Adj (1%) Prise_LF-E_avec Adj (1%)

Enfo

ncem

ent (

mm

)

Temps de prise (min)

Figure C4: Influence du superplastifiant sur l’évolution de l’enfoncement pour la pâte mixte.

ANNEXE C

• Essai de Cône de Marsh

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 50 100 150 200Temps (sec)

Volu

me

(L)

ciment + filler + 0,0% SP




Figure C5a: Influence de Superplastifiant sur l’écoulement de la pâte avec Ø 1= 8mm.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

0 20 40 60 80 100 120 140Temps (sec)

Volu

me

(L)





173

Figure C5b: Influence de Superplastifiant sur l’écoulement de la pâte avec Ø 2=10mm.

ANNEXE D

174

ANNEXE D

Résultats expérimentaux de la rhéologie de la pâte renforcée

ANNEXE D

DETERMINATION DU RAPPORT (Eefftot/L)MIN • Essai de mini cône

tot Fbeff eff sat effE E E et E= + variable

FbB

y = 0,1137x + 0,9604R2 = 0,9693

y = 0,0665x + 1,1808R2 = 0,9816

y = 0,0826x + 1,1775R2 = 0,9044

y = 0,0935x + 1,1449R2 = 0,9787

y = 0,0788x + 1,0751R2 = 0,9486

y = 0,051x + 1,1748R2 = 0,9655

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

0 1 1 2 2 3 3 4 4 5 5

Γ=(Dmoy/D0)²-1

V Eef

f/VP

1% 11%

21% 43%

50% 100

Figure D1 : Evolution du rapport VEeff/ VP en volume en fonction de l’étalement relatif pour

différents pourcentages de FbB .

FbC

y = 0,0848x + 1,1327R2 = 0,9691

y = 0,075x + 1,184R2 = 0,964

y = 0,0894x + 1,0766R2 = 0,9543

y = 0,0393x + 1,1578R2 = 0,9265

y = 0,0476x + 1,147R2 = 0,9851

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

0 1 2 3 4 5 6

Γ=(Dmoy/D0)²-1

V Eef

f/VP

1% 11%

22% 50%

100

175


différents pourcentages de FbC .

ANNEXE D

FbD

176

y = 0,0857x + 1,1187R2 = 0,9422

y = 0,0546x + 1,2095R2 = 0,94

y = 0,0869x + 1,1318R2 = 0,9719

y = 0,0449x + 1,1863R2 = 0,9325

y = 0,0491x + 1,2709R2 = 0,9803

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

0 1 1 2 2 3 3 4 4 5 5

Γ=(Dmoy/D0)²-1

V Eef

f/VP

1% 9%

18% 50%

100


différents pourcentages de FbD .

Eeff (Variable)

0,400

0,420

0,440

0,460

0,480

0,500

0,520

0,540

0,560

0,580

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Dosage de fibre %

Com

paci

té

FbA

FbB

FbC

FbD

Figure D4 : Evolution de la compacité en fonction du dosage des fibres.

ANNEXE D

• Cône de Marsh variable e

tot Fbeff eff sat effE E E t E= +

177

Figure D5 : Evolution de l’écoulement en fonction du rapport Eeff/L pour différents dosages de

FbB.

FbB

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

0,20 0,24 0,28 0,32 0,37 0,41 0,45 0,49 0,53

Eeff/L

t v (s

ec)

1%11%21%43%50%100%0% fibre

1% : (Eeff/L)0=0,36511% : (Eeff/L)0=0,41821% : (Eeff/L)0=0,429 43% : (Eeff/L)0=0,42950% : (Eeff/L)0=0,429100% : (Eeff/L)0=0,4400%Fibre: (Eeff/L)0= 0,300

FbC

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

0,20 0,24 0,28 0,32 0,37 0,41 0,45 0,49 0,53

Eeff/L

t v (s

ec)

1%11%22%50%100%0%fibre

1% : (Eeff/L)0=0,40811% : (Eeff/L)0=0,41822% : (Eeff/L)0=0,429 50% : (Eeff/L)0=0,429100% : (Eeff/L)0=0,4290%Fibre: (Eeff/L)0= 0,300


ANNEXE D

FbC.

FbD

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0,20 0,24 0,28 0,32 0,37 0,41 0,45 0,49 0,53

Eeff/L

tv (s

ec)

1%9%18%50%100%0%fibre

1% : (Eeff/L)0=0,4089% : (Eeff/L)0=0,41818% : (Eeff/L)0=0,440 50% : (Eeff/L)0=0,440100% : (Eeff/L)0=0,4510%Fibre: (Eeff/L)0= 0,300


FbD.

1

78

ANNEXE E

179

ANNEXE E

Résultats mécaniques du BAP

ANNEXE E

180

Tableau E1 : Résultats de la résistance à la compression des BAP témoins.

BAP_MFS 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 150j

σ1

σ2

σ3

2.63

2.68

2.88

8.8

8.5

8.6

13.4

13.8

13.4

21.6

2 1.4

21

3 5.16

3 5.2

35

42.07

42.13

42.18

56.05

5 6.15

57.2

60.8

60.84

60.88

60.9

60.95

61.11

77.49

7 8.18

78.2

Moyenne 1.73 8.63 1 3.53 2 1.33 3 5.12 4 2.12 5 6.46 6 0.84 6 0.98 7 7.95

Ecart type 0.13 0.15 0.23 0.30 0.10 0.05 0.63 0.04 0.10 0.40

BAP_MFO 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 150j

σ1

σ2

σ3

2.19

2.36

2.26

7.8

7.5

7.2

1 2.75

12.5

12.4

19.6

1 9.4

19

31.22

3 1.26

31.3

3 8.13

38.2

38.22

53.42

5 3.46

53.5

59.27

59.32

59.36

60.5

60.53

60.55

73.86

75.46

76.31

Moyenne 2.27 7.5 1 2.55 1 9.33 3 1.26 3 8.18 5 3.46 5 9.31 6 0.52 7 5.21

Ecart type 0.08 0.3 0.18 0.3 0.04 0.04 0.04 0.04 0.02 1.24

BAP_LFE 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 150j

σ1

σ2

σ3

1.88

1.74

1.66

6.7

6.2

6.4

1 2.09

12.2

12.6

17.6

17.8

17.5

30.3

30.33

30.35

36.66

36.68

36.71

52.12

52.88

52.97

55.69

55.72

55.75

57.47

57.52

57.55

71.43

71.39

73.03

M e oyenn 1.76 6.43 1 2.29 1 7.63 3 0.32 3 6.68 5 2.65 5 5.72 5 7.51 7 1.95

Ecart

type

0.11 0.25 0.26 0.15 0.02 0.02 0.46 0.03 0.04 0.93

ANNEXE E

1

81

Tableau E2 : Résultats du module d’élasticité des BAP témoins.

BAP MFS _ 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 150j

E1 E2 E3

1.18

1.08

1.13

6.1

5.8

5.6

9.8

9.6

9.4

15.2

15.6

15.4

25

25

25.4

32

32

34

34

35

35

36

37

40

37

38

41

4 8.4

49

49.15

Moyenne 1.13 5.83 9.6 1 5.4 2 5.13 3 2.66 3 4.66 3 7.66 3 8.66 48. 85

Ecart type 0.05 0.25 0.2 0.2 0.23 1.15 0.57 2.08 2.08 0.39

BAP_MFO 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 150j

E1 E2 E3

1.83

1.77

1.65

6.4

6.5

6.3

10.4

1 0.6

10

17

17.3

17.2

27.6

2 7.2

27

33

34

34

34

36

37

38

40

41

39

41

41

51

51.3

51.5

Moyenne 1.75 6.4 1 0.33 1 7.16 2 7.26 3 3.66 3 5.66 3 9.66 4 0.33 5 1.26

Ecart type 0.09 0.10 0.30 0.15 0.30 0.57 1.52 1.52 1.15 0.25

BAP_LFE 12h 16h 18h 1j 3j 7j 14j 21j 28j 1 j 50

E1 E2 E3

1.98

2.11

2.22

7.2

7.6

7.8

11.8

11.5

11.7

19.8

19.5

1 9.21

30

29.8

29.6

34

35

37

36

36

38

40

40

41

41

41

43

53

53.5

53.2

M e oyenn 2.10 7.53 1 1.66 1 9.5 2 9.8 3 5.33 3 6.66 4 0.33 4 1.66 5 3.23

Ecart

type

0.12 0.30 0.15 0.3 0.2 1.52 1.15 0.57 1.15 0.25

ANNEXE E

182

Tableau E 3 : Résultats de la résistance à la compression du BAP fibré ’ FbA’.

10% 1j 3j 7j 14j 28j

σ1

σ2

σ3

15.26

14.26

15.07

12.22

12.21

11.35

34.16

3 3.22

33

37.7

3 2.7

35

42

4 4.45

41

Moyenne 1 4.86 1 1.92 3 3.46 3 5.13 4 2.48

Ecart type 0.53 0.49 0.61 2.5 1.77

15% 1j 3j 7j 14j 28j

σ1

σ2

σ3

2 2.5

19

21

15.4

13.5

11.5

30.33

30.21

29.29

3 7.18

32

37

3 3.18

29

29

Moyenne 2 0.83 1 3.46 2 9.94 3 5.39 3 0.39

Ecart type 1.75 1.95 0.56 2.94 2.41

20% 1j 3j 7j 14j 28j

σ1

σ2

σ3

12

1 1.24

11.4

10.2

9.29

9.17

20.51

20.32

18.14

2 9.5

30

25.36

30.38

29.92

29.48

Moyenne 1 1.54 9.53 1 9.65 2 8.28 2 9.92

Ecart type 0.4 0.56 1.31 2.54 0.45

ANNEXE E

183

Tableau E4 : Résultats du module d’élasticité du BAP fibré ‘FbA’.

10% 1j 3j 7j 14j 28j

E1 E2 E3

11.3

1 0.5

8.8

8.3

9.7

8.2

30.5

30.6

29.8

32.3

3 1.9

32

38.7

39.3

39.9

Moyenne 10.2 8.73 30.3 3 2.06 39.3

Ecart type 1.27 0.83 0.43 0.20 0.60

15% 1j 3j 7j 14j 28j

E1 E2 E3

19.01

1 8.08

18

13.1

11.2

11.1

23.1

26.9

26.1

26.1

31.5

31.7

29.5

27.2

25.1

Moyenne 1 8.36 11.8 25 6 .3 29.76 2 7.26

Ecart type 0.56 1.12 2 3 .17 2.2

20% 1j 3j 7j 14j 28j

E1 E2 E3

2.4

1.5

1.5

6.4

7 .1

7

19.9

18.1

20.5

26.4

25.2

32.5

28.5

2 7.3

27

Moyenne 1.8 6.83 19.5 2 8.03 27.6

Ecart type 0.51 0.37 1.24 3.91 0.79

Documents

Etude expérimentale de la rhéologie et du comportement des