Optimisation de la formulation et de la tenue aux hautes

Thèse en cotutelle entre : Ecole Doctorale Sciences et Ingénierie Université de Tunis El Manar Université de Cergy-Pontoise (France) Ecole Nationale d'Ingénieurs de Tunis (Tunisie)

En vue de l'obtention de grade de:

Docteur de l’Université de Cergy-Pontoise & Docteur de l’Ecole Nationale d'Ingénieurs de Tunis

Spécialité : Génie Civil

OOppttiimmiissaattiioonn ddee llaa ffoorrmmuullaattiioonn eett ddee llaa tteennuuee aauuxx

hhaauutteess tteemmppéérraattuurreess dd’’uunn bbééttoonn àà bbaassee dd’’ééppooxxyyddee

par

Oussama ELALAOUI Laboratoire de Mécanique et Matériaux du

Génie Civil – L2MGC – EA4114 Laboratoire de Génie Civil- LGC - LR-03

-ES05

Soutenue le 11 Février 2012, devant le jury composé de :

Professeur à l’Université de Nantes – France Examinateur

Jamel NEJI Professeur à l’ENIT – Tunisie Président Abdelhafid KHELIDJ Professeur à l’Université de Nantes – France Rapporteur Néjib BEN JAMAA Maître de Conférences à l’ENIG – Tunisie Rapporteur Elhem GHORBEL Professeur à l’UCP – France Directrice Mongi BEN OUEZDOU Professeur à l’ENIT – Tunisie Directeur

OOppttiimmiissaattiioonn ddee llaa ffoorrmmuullaattiioonn eett ttéénnuuee àà hhaauutteess tteemmppéérraattuurreess dduu bbééttoonn àà bbaassee dd’’ééppooxxyyddee

Thèse de Doctorat- O.ELALAOUI - 2 -



Remerciements

Je tiens tout d'abord à remercier chaleureusement les membres du jury, principalement Monsieur Jamel NEJI qui a accepté d’en être le président. Mes remerciements d’adressent également au Professeur Abdelhafid KHELIDJ et au Maître de conférences Néjib BEN JAMAA pour avoir accepté d’être rapporteurs de cette étude et pour l’honneur qu’ils me font de participer au jury.

Je tiens à exprimer toute ma reconnaissance envers les Professeurs Elhem Ghorbel et Mongi Ben Ouezdou pour avoir dirigé cette thèse et pour l’intérêt qu’ils y ont porté. Leurs conseils ont été très enrichissants et je les remercie pour leur disponibilité, leur patience et leur écoute.

La compagne expérimentale qui a fait l’objet de ce mémoire a été réalisée à l’Université de Cergy Pontoise, au sein du Laboratoire de Mécanique et Matériaux du Génie Civil (L2MGC). J’exprime ma très vive gratitude pour tous ceux qui m’ont accueilli ou aider dans cet établissement : Ismail, Murhaf, Mohamed, Hana, Prosper, Zhi, Hana, Valérie, Georges, Annelise, Lilian, Muriel, Norma et l'ensemble des membres du département de Génie-Civil de l'Université de Cergy-Pontoise.

Je ne saurais oublier tous les membres et les personnels du Laboratoire de Génie Civil (LGC) et ceux de l’ENIT.

Je tiens à remercier du tout mon cœur mes parents Aida et Moheddine ainsi que mes frères Laith et Akram, ma sœur Khaoula et mes amis pour m'avoir soutenu, encouragé et supporté durant ces années. Je leur dédie ce mémoire.

Je tiens à dédier ce travail à tous ceux qui m’ont supporté de loin ou de prés au sein de l’ISSAT de Gabès. Pour terminer, je dédie ce travail à l’âme de mon cher ami Ali Amara qui n’a pas arrêté de me soutenir et de m’inspirer. Qu'il repose en paix.

Oussama ELALAOUI

TTaabbllee ddee mmaattiièèrreess


Table de matières

Table de matières ..................................................................................................................... 4

Liste des figures ........................................................................................................................ 8

Liste des tableaux ................................................................................................................... 13

Liste des notations .................................................................................................................. 15

INTRODUCTION GÉNÉRALE .......................................................................................... 17

Chapitre I. Les bétons de résine : recherche bibliographique ........................................... 22

1. Développement et classification des bétons résineux...................................................... 23

1.1. Développement des bétons résineux ............................................................................ 23

1.2. Classification des bétons résineux................................................................................ 24

1.2.1. Le béton imprégné de résine ................................................................................ 25

1.2.2. Le béton additionné de résine .............................................................................. 26

1.2.3. Le béton de résine.................................................................................................. 28

2. Constituants des bétons de résine et domaines d’applications ...................................... 30

2.1. Constituants des bétons de résine ................................................................................. 30

2.1.1. Le liant (la résine) ................................................................................................ 30

2.1.2. Les granulats ........................................................................................................ 34

2.1.3. Les ignifugeants ou retardateurs de flamme ........................................................ 34

2.2. Domaines d’applications des bétons de résine ............................................................. 38

2.2.1. Utilisation des bétons de résine dans les bâtiments ............................................. 38

2.2.2. Utilisation des bétons de résine dans les travaux de drainage et hydrauliques....39

2.2.3. Utilisation des bétons de résine dans l’agriculture et l’horticulture ................... 39

2.2.4. Utilisation des bétons de résine pour le revêtement des chaussés et planchers… 39

2.2.5. Utilisation des bétons de résine dans l’industrie ................................................. 40

2.2.6. Utilisation des bétons de résine comme isolant phonique .................................... 41

2.2.7. Utilisation des bétons de résine dans le site d’enfouissement des déchets toxiques

et radioactifs .................................................................................................................. 41

2.2.8. Utilisation des bétons de résine en géothermie .................................................... 41

3. État de l’art ........................................................................................................................ 42

3.1. Optimisation de la formulation..................................................................................... 42

3.2. Comportement mécanique à température ambiante et à hautes températures.............. 53

3.3. Ténacité ........................................................................................................................ 60



Chapitre II. Techniques expérimentales, caractérisation des matériaux et mode de

préparation des bétons........................................................................................................... 67

1. Techniques expérimentales............................................................................................... 68

1.1. Essais de caractérisation mécanique............................................................................. 68

1.1.1. Essai de compression et essai de traction par fendage ........................................ 68

1.1.2. Essai de traction uniaxiale et de flexion 3 points ................................................. 69

1.1.3. Détermination des modules élastiques ................................................................. 71

1.1.4. Ténacité : ............................................................................................................... 72

1.1.5. Essai de propagation des ondes ultrasonores ..................................................... 73

1.1.6. Essai de mesure de la fréquence de résonance .................................................... 75

1.2. Analyses physico chimiques des matériaux ................................................................. 77

1.2.1. Mesure de la masse volumique ............................................................................. 77

1.2.2. Mesure de la porosité totale par intrusion de mercure (PIM) ............................. 78

1.2.3. Calorimétrie différentielle à balayage (DSC) ...................................................... 81

1.2.4. Spectrométrie infrarouge (IR) .............................................................................. 82

1.2.5. Analyse par diffraction des rayons X(RX) ............................................................ 83

1.2.6. Essai de conductivité thermique............................................................................ 84

1.2.7. Essai de mesure de la compacité du squelette granulaire .................................... 86

1.2.8. Observations au microscope électronique à balayage (MEB) ............................. 87

2. Matériaux utilisés dans les formulations ......................................................................... 89

2.1. Caractérisation du liant polymérique............................................................................ 89

2.1.1. Le pré-polymère ................................................................................................... 90

2.1.2. Le durcisseur ........................................................................................................ 90

2.1.3. La résine réticulée :............................................................................................... 91

2.2. Caractérisation des charges minérales ........................................................................ 94

2.2.1. Propriétés physiques ............................................................................................ 94

2.2.2. Analyse granulométrique ..................................................................................... 95

2.2.3. Analyse chimique par diffraction des rayons X .................................................... 95

2.3. Ignifugeants ................................................................................................................. 96

2.3.1. Analyse thermogravimétrique : ............................................................................. 96

2.3.2. Analyse infrarouge ............................................................................................... 96

2.4. Le ciment ...................................................................................................................... 98

2.5. Super-plastifiant ........................................................................................................... 98

3. Modes de préparation des bétons..................................................................................... 99

3.1. Mode de fabrication du béton à base d’époxyde .......................................................... 99



3.2. Mode de fabrication du béton hydraulique................................................................. 100

Chapitre III. Optimisation de la formulation du béton à base d’époxyde..................... 102

1. Optimisation du squelette granulaire ............................................................................ 103

1.1. Le Modèle d’Empilement Compressible (MEC) ....................................................... 103

1.2. Analyses et discussions .............................................................................................. 105

2. Optimisation de la fraction massique du liant .............................................................. 106

2.1. Formulation des bétons de résine et de Béton hydraulique........................................ 106

2.2. Optimisation vis-à-vis les propriétés physiques du BR.............................................. 107

2.2.1. Porosité .............................................................................................................. 107

2.2.2. Evaluation de la perméabilité intrinsèque par la théorie de Katz-Thompson ... 109

2.2.3. Masse volumique ................................................................................................ 111

2.2.4. Conductivité thermique ...................................................................................... 113

2.2.5. Conclusion : ........................................................................................................ 114

2.3. Optimisation vis-à-vis les résistances mécaniques du BR ......................................... 114

2.3.1. Résistances à la flexion ...................................................................................... 114

2.3.2. Résistances à la compression .............................................................................. 115

2.4. Optimisation vis-à-vis les propriétés élastiques du BR .............................................. 118

2.4.1. Propriétés élastiques par la méthode de la propagation ultrasons ................... 118

2.4.2. Propriétés élastiques par la méthode de la fréquence de résonance .................. 120

2.5. Conclusion.................................................................................................................. 122

Chapitre IV. Ténue du béton de résine optimal après exposition à hautes

températures … .................................................................................................................... 124

1. Cycle de chauffage – refroidissement ............................................................................ 125

2. Influence de l’exposition à hautes températures sur les propriétés physiques .......... 127

2.1. Perte de masse ............................................................................................................ 127

2.2. Masse volumique........................................................................................................ 128

2.3. Porosité....................................................................................................................... 129

2.4. Evaluation de la perméabilité ..................................................................................... 130

3. Evolution de propriétés thermiques avec la température............................................ 131

3.1. Conductivité thermique .............................................................................................. 131

3.2. Capacité calorifique.................................................................................................... 133

3.3. Diffusivité et effusivité thermique.............................................................................. 133

4. Influence de l’exposition à hautes températures sur les propriétés mécaniques....... 135

4.1. Résistances mécaniques.............................................................................................. 135

4.1.1. Influence sur la résistance en compression ....................................................... 136



4.1.2. Influence sur la résistance à la flexion ................................................................ 137

4.1.3. Influence sur la résistance en traction indirecte .................................................. 139

4.2. Ténacité ...................................................................................................................... 140

4.3. Modules élastiques ..................................................................................................... 144

5. Analyses chimiques.......................................................................................................... 148

6. Influence de l’incorporation des ignifugeants............................................................... 149

6.1. Influence sur les propriétés physiques ....................................................................... 149

6.1.1. Perte de masse .................................................................................................... 150

6.1.2. Masse volumique................................................................................................. 151

6.1.3. Porosité................................................................................................................ 151

6.1.4. Perméabilité ....................................................................................................... 153

6.2. Evolution de propriétés thermiques avec la température ........................................... 154

6.3. Résistances mécaniques.............................................................................................. 156

6.3.1. Influence sur la résistance en compression ........................................................ 156

6.3.2. Influence sur la résistance en flexion .................................................................. 157

6.3.3. Influence sur la résistance en traction indirecte .................................................. 158

6.4. Ténacité ...................................................................................................................... 159

6.5. Modules élastiques ..................................................................................................... 161

6.6. Analyses chimiques .................................................................................................... 162

7. Conclusions....................................................................................................................... 165

Conclusion générale et perspectives ................................................................................... 168

Références bibliographiques ............................................................................................... 171

Liste des figures


Liste des figures

Figure 1.1 : Classification des composites béton-résine ......................................................... 25

Figure 1.2 : Procédé de polymérisation du béton imprégné de résine .................................... 26

Figure 1.3 : Modèle simplifié de la formation d’une co-matrice latex-ciment ....................... 27

Figure 1.4 : techniques de polymérisation............................................................................... 31

Figure 1.5 : cycle oxiranne ...................................................................................................... 33

Figure 1.6 : Structure du diglycidyléther de bisphénol A ....................................................... 33

Figure 1.7 : Structure de l’APP ............................................................................................... 37

Figure 1.8 : Effet de la nature de résine et du pourcentage des CV sur les résistances........... 43

Figure 1.9 : Résistances en Fonction de la quantité de polymère ........................................... 44

Figure 1.10: Effet des variables sur la résistance en compression pour un BR de résine ...... 45

Figure 1.11 : Courbes granulométriques de conception.......................................................... 50

Figure 1.12 : Phénomènes dus aux effets de températures élevées dans les composites ........ 53

Figure 1.13 : Comportement au fluage de BR à matrice PI sous chargement compressive.... 55

Figure 1.14: Dilatation thermique typique d’un BR à base de PI ........................................... 58

Figure 1.15 : Comportement à la rupture des BR renforcés ou non avec des fibres ............... 64

Figure 2.1a : Disposition des capteurs (LVDT) pour les essais de compression.................... 69

Figure 2.1b : Essais de traction indirecte ................................................................................ 69

Figure 2.2 : Schéma du dispositif de flexion trois points ........................................................ 70

Figure 2.3 : Échantillons en forme d’haltère pour essai de traction directe ............................ 71

Figure 2.4 : Schéma du dispositif de traction directe d’un échantillon de résine réticulée..... 71

Figure 2.5: Modes élémentaires de déplacements d’une fissures plane.................................. 72

Figure 2.6: Détails de l’appareillage pour la mesure de la ténacité......................................... 73

Figure 2.7 : Modes de propagation des ondes ultrasonores .................................................... 74

Figure 2.8 : appareillage de mesure de la technique d’auscultation sonique .......................... 75

Figure 2.9 : appareillage de mesure de la fréquence de résonance ......................................... 76

Figure 2.10 : Mesure de densité par pesée hydrostatique........................................................ 78

Figure 2.11 : Dispositif de mesure de la porosité par intrusion de mercure............................ 79

Figure 2.12 : Principe de la porosité par intrusion de mercure ............................................... 80

Figure 2.13 : Principe de la DSC à compensation de puissance ............................................. 81

Figure 2.14 : Dispositif de mesure de la température de transition vitreuse ........................... 81

Figure 2.15 : Appareil de spectrométrie InfraRouge à Transformé de Fourrier ..................... 82

Liste des figures


Figure 2.16 : Préparation (broyage) d’échantillon pour spectrométrie IR .............................. 83

Figure 2.17 : Diffractomètre des rayons X (Philips PW22 13/20) .......................................... 84

Figure 2.18 : Dispositif et outils de mesure de la conductivité thermique.............................. 85

Figure 2.19: Dispositif de mesure de la compacité ................................................................. 86

Figure 2.20 : Interactions électrons-matière............................................................................ 88

Figure 2.21 : Microscope électronique à balayage et porte échantillons ................................ 88

Figure 2.22 : Polycondensation d’un époxyde et d’un diol..................................................... 90

Figure 2.23 : Structure d’une amine tertiaire aliphatique........................................................ 91

Figure 2.24 : Diffraction des rayons X de la résine réticulée.................................................. 92

Figure 2.25 : Programme thermique utilisé pour les analyses DSC........................................ 92

Figure 2.26 : Thermogramme par DSC de la résine réticulée à 200°C................................... 92

Figure 2.27 : Thermogramme par ATG de la résine réticulée ................................................ 93

Figure 2.28 : Comportement à la traction (a), à la flexion (b) et en compression (c) du

polymère réticulé...................................................................................................................... 94

Figure 2.29 : Charges minérales utilisées dans la confection du béton................................... 94

Figure 2.30 : Analyses granulométriques des granulats utilisés ............................................. 95

Figure 2.31 : Diffraction des rayons X Du sable..................................................................... 95

Figure 2.32 : Diffraction des rayons X du gravier .................................................................. 96

Figure 2.33 : Spectre infrarouge de l’APP. ............................................................................. 97

Figure 2.34 : Spectre infrarouge de l’ATH. ............................................................................ 97

Figure 2.35 : Constituants du BR et processus de malaxage................................................. 100

Figure 2.36 : Échantillons cylindriques et prismatiques de BR ............................................ 100

Figure 3.1: Illustration des effets d’interaction ..................................................................... 103

Figure 3.2: Variation de la compacité en fonction du pourcentage du gravier ..................... 106

Figure 3.3: Variation de la PIM en fonction de la fraction massique du polymère .............. 108

Figure 3.4: Distribution de la taille des pores des BR obtenue par PIM pour mp = 6, 9, 13 et

16%......................................................................................................................................... 108

Figure 3.5: Micrographes MEB des BR pour mp= 6, 9, 13 et 16%...................................... 109

Figure 3.6: Variation de ρ en fonction de la période de cure pour mp= 6, 9, 13 et 16% ..... 112

Figure 3.7: Variation de ρ en fonction pour ......................................................................... 112

Figure 3.8: Conductivité thermique pour les différentes formulations de bétons ................. 113

Figure 3.9: Variation de la conductivité thermique en fonction de la porosité ..................... 113

Figure 3.10: Contrainte-déformation pour différentes mp .................................................... 115

Figure 3.11: Variation de la contrainte en flexion en fonction de mp................................... 115

Figure 3.12: Contrainte-déformation pour différentes mp .................................................... 116

Liste des figures


Figure 3.13: Micrographe MEB des mécanismes de rupture ................................................ 116



Figure 3.16.a: Evolution de E fonction du temps de maturation pour différentes mp .......... 119

Figure 3.16.b: Evolution de µ en fonction de la période de cure pour différentes mp ......... 119

Figure 3.16.c: Variation du coefficient de poisson en fonction de la période de cure .......... 120

Figure 3.17: Variation de E en fonction de la période de cure pour la formulation

mp=13%.............................................................................................................................121

Figure 3.18: Variation de E en fonction de la période de cure pour le BHC ........................ 121

Figure 4.1: Enceintes thermiques pour les cycles de chauffage-refroidissement.................. 125

Figure 4.2: Cycles de chauffage-refroidissement imposés aux éprouvettes.......................... 126

Figure 4.3: Thermocouples de surface et de centre des éprouvettes ..................................... 126

Figure 4.4: Perte de masse en fonction de la température pour les bétons BHC et PC13%.......

127

Figure 4.5: Thermogramme par ATG des bétons BHC et PC13% ....................................... 128

Figure 4.6: Évolution de la distribution porale du PC13% avec les températures

d’exposition............................................................................................................................ 129

Figure 4.7: PIM du BR optimal après exposition à hautes températures .............................. 129

Figure 4.8: Évolution de la distribution porale du PC13% avec les températures

d’exposition............................................................................................................................ 130

Figure 4.9: Variation de la conductivité thermique du béton optimal avec les

températures…………………………………………………………………………...…131

Figure 4.10: Variation de la conductivité thermique du PC13% en fonction de la

porosité…………………………………………………………………………………...132

Figure 4.11: Variation de la conductivité thermique du PC13% en fonction de la

perméabilité. ........................................................................................................................... 132

Figure 4.12: Variation de la chaleur spécifique du béton optimal avec la température ........ 133

Figure 4.13: Évolution des propriétés thermiques dynamiques en fonction de la températur..134

Figure 4.14: Évolution de la résistance en compression avec température de traitement..... 136

Figure 4.15: Comparaison de la résistance en compression du PC 13% et BHC après

exposition ............................................................................................................................... 137

Figure 4.16: Évolution de la résistance en compression avec température de traitement..... 138

Figure 4.17: Comparaison de la résistance en flexion du BHC et du PC 13% .................... 139

Figure 4.18: Évolution de la résistance en fendage avec température de traitement ............ 139

Figure 4.19: Évolution de la résistance en fendage avec la température d’exposition.......... 140

Liste des figures


Figure 4.20: Évolution de KIc en fonction de la température de chauffage......................... 142

Figure 4.21: Évolution de...................................................................................................... 143

Figure 4.22: Courbe charge-CMOD du PC13% pour les différentes températures

d’exposition............................................................................................................................ 143

Figure 4.23: Courbe charge-CMOD du BHC pour les différentes températures d’exposition144

Figure 4.24: Évolution des modules d’élasticité en fonction de la température de

chauffage………………………………………………………………………………....145

Figure 4.25: Facteur d’endommagement du module d’Young E avec la température.......... 145

Figure 4.26: Évolution du facteur d’endommagement du module de cisaillement µ avec la

température d’exposition........................................................................................................ 146

Figure 4.27: Évolution de DE du PC 13% et BHC en fonction de la température de

traitement................................................................................................................................ 146

Figure 4.28: Évolution de DE du PC 13% en fonction de la porosité................................... 147

Figure 4.29: Diffraction de rayons X pour le béton PC en fonction de la température......... 148

Figure 4.30: Spectre Infrarouge du PC 13% en fonction de la température d’exposition..... 149

Figure 4.31: Évolution de la perte de masse des bétons ignifugés après traitement thermique150

Figure 4.32: Evolution du facteur d’endommagement du module d’Young du PC 13% et

BHC en fonction de la température d’exposition................................................................... 151

Figure 4.33: Évolution De la porosité du BR témoin et ignifugé avec la température

d’exposition............................................................................................................................ 151

Figure 4.34: Répartition des diamètres des pores après ignifugation pour 150°C. ............... 152

Figure 4.35: Répartition des diamètres des pores après ignifugation pour 250°C. ............... 152

Figure 4.36: Variation de la conductivité thermique des bétons ignifugés avec les

températures d’exposition. ..................................................................................................... 154

Figure 4.37: Évolution de la diffusivité en fonction de la température de traitement........... 155

Figure 4.38: Variation de la chaleur spécifique du béton optimal avec la température. ....... 155

Figure 4.39: Evolution de la résistance en compression des BR ignifugés avec la

température............................................................................................................................. 156

Figure 4.40: Evolution de la résistance en flexion des BR en fonction de la

température……………………………………………………………………………….157

Figure 4.41: Evolution de la résistance en fendage des BR en fonction de la température…..158

Figure 4.42: Évolution de...................................................................................................... 159

Figure 4.43: Charge-CMOD des bétons ignifugés pour les différentes températures

d’exposition............................................................................................................................ 160

Liste des figures


Figure 4.44: Charge-CMOD des bétons PC13% et BR/ATH ignifugés pour les différentes

températures d’exposition ...................................................................................................... 160

Figure 4.45: Evolution du module Young des BR en fonction de la température. ............... 161

Figure 4.46: Evolution du module de cisaillement avec la température de chauffage.......... 161

Figure 4.47: Spectre infrarouge du système BR/APP en fonction du traitement thermique…162

Figure 4.48: Spectre infrarouge du système BR/ATH en fonction du traitement

thermique………………………………………………………………………………....163

Figure 4.49: Spectre par RDX du système BR/ATH pour différentes températures de

chauffage. ............................................................................................................................... 164

Figure 4.50: Spectre par RDX de l’ignifugeant ATH. .......................................................... 164

Figure 4.51: Spectre par RDX du système BR/APP pour différentes températures de

chauffage. ............................................................................................................................... 165

Figure 4.52: Spectre par RDX de l’ignifugeant APP. ........................................................... 165

Liste des tableaux


Liste des tableaux

Tableau 1.1 : Propriété types des bétons de résine courants et du béton de ciment Portland .23

Tableau 1.2 : Durabilité des bétons imprégnés de résine ........................................................26

Tableau 1.3 : Propriété types des bétons .................................................................................28

Tableau 1.4: Propriété types des bétons de résine courants et du béton de ciment Portland ..29

Tableau 1.5: Principales différences entre les propriétés des résines TP et TD......................32

Tableau 1.6: Propriété types de quelques résines thermodurcissables ....................................34

Tableau1.7 :Variation de la résistance et du coût du BR en fonction du pourcentage de

résine….....................................................................................................................................44

Tableau1.8: Rapports renforts/résine optimaux pour différentes compositions......................49

Tableau1.9: Variation des caractéristiques physiques et mécaniques des bétons résineux.....52

Tableau1.10: Effets de température sur les propriétés en flexion des BR et résine pure ........54

Tableau1.11: Températures caractéristiques pour différentes durées d’exposition ................57

Tableau 2.1: dimensions et vitesses de chargement pour des essais en compression .............68

Tableau 2.2: Dimensions et vitesses des essais en flexion et traction directe .........................70

Tableau 2.3: paramètres relatives aux échantillons et à aux entaille pour un essai de ténacité73

Tableau 2.4: Quelques caractéristiques techniques de la résine utilisée .................................89

Tableau 2.5: Principales attributions des bandes du pré-polymère par spectroscopie IRTF...90

Tableau 2.6: Principales attributions des bandes du durcisseur par spectroscopie IRTF........91

Tableau 2.7: Propriétés physiques des granulats .....................................................................94

Tableau 2.8: Caractéristiques des ignifugeants utilisés ...........................................................96

Tableau 2.9: Principales attributions des bandes des ignifugeants par spectroscopie IRTF ...98

Tableau 2.10: Composition minéralogique et principales caractéristiques du ciment

employé………………………………………………………………………………….……98

Tableau 3.1: Valeurs de l’indice de serrage pour différents procédés de remplissage..........105

Tableau 3.2: Dosage des différentes formulations pour la fabrication de 1m3 de BR..........106

Tableau 3.3: Dosage pour la fabrication de 1m3 de BHC à G/S égale à 0.54.......................107

Tableau 3.4: Paramètres de calcul de ....................................................................................111

Tableau 4.1 : Variation du coefficient de perméabilité en fonction de la température

d’exposition ............................................................................................................................130

Tableau 4.2: Pics caractéristiques de l’analyse RX pour PC13% après traitement

thermique….. ..........................................................................................................................148

Tableau 4.3: Coefficient de perméabilité du système BR/ATH après traitement thermique 153

Liste des tableaux


Tableau 4.4: Coefficient de perméabilité du système BR/APP après traitement thermique.153

Tableau A : Part relative des matériaux de construction dans l'industrie de la construction

dans l’Union Européen ...........................................................................................................186

Tableau B : Consommation des polymères par l’industrie en Europe occidentale ...............186

LLiissttee ddeess nnoottaattiioonnss


Liste des notations BR : Béton de Résine

BHC: Béton Hydraulique Cimentaire PI : Polyester Insaturé

PET : PolyÉthylène Téréphtalate HR : Humidité Relative λ : conductivité thermique [W/m/K]

Cp : chaleur spécifique PP : PolyPropylène mp : pourcentage massique ATH : Aluminium TriHhydrate

APP : Ammonium PolyPhosphate

LLiissttee ddeess nnoottaattiioonnss


Introduction générale


INTRODUCTION GÉNÉRALE

Introduction :

Malgré qu’il soit considéré comme un matériau de construction moderne, le béton est utilisé depuis des décennies. Le mot béton vient du Latin qui désigne « ce qui est né ensemble, ce qui a grandit ensemble », c’est-à-dire qui est obtenu par agrégation de granulats naturels (sable, graviers, etc.) ou artificiels (granulats légers, etc.) et agglomérés par un liant.

La production annuelle de béton est, en volume comme en poids, supérieure à celle de tout le reste, tous matériaux confondus. Ainsi, si l’on ne faisait pas de béton, il nous serait totalement impossible de réaliser ce qu’on réalise annuellement au niveau mondial en matière de construction [1].

Avec une production mondiale qui se situe autour 1 m3 par an et par habitant, le béton est le matériau le plus utilisé, notamment en matière de construction (bâtiments, hôpitaux, routes, complexes industriels, centrales productrices d'énergie, barrages, ponts, tunnels, etc.) comme indiqué dans le tableau A (Annexe 1). Cela signifie qu’il serait incapable aujourd’hui de satisfaire les besoins en matière de construction sans le béton, pour une simple question de disponibilité des matières premières sur la planète.

Il est essentiel que tout béton doit continuer de remplir ses fonctions prévues, c'est-à-dire garder sa résistance désirée et sa fonctionnalité, durant la durée de vie en service spécifiée. Il s’en suit que le béton doit être capable de résister au processus de détérioration physico-chimique pour auquel il est estimé d’être exposé. Ainsi, un béton qui offre une résistance remarquable aux agressions lorsqu’il est correctement dosé et mis en œuvre est dit durable [2]. La durabilité des matériaux employés en génie civil est remise en question par le vieillissement physico-chimique de ces matériaux, vieillissement provoqué par des contraintes climatiques, par la pollution, etc. Les dégradations les plus significatives encourues par les structures du génie civil en béton hydraulique peuvent être à l’origine de diverses dégradations (fissuration, désagrégation, écaillage, corrosion, éclatement, gonflement, ….) ce qui peut mettre en péril la stabilité de ces structures.

Pour pallier à certains inconvénients des bétons hydrauliques, l’utilisation des matériaux composites béton-polymère s’avère très intéressant surtout que ces ‘‘nouveaux matériaux ’’ suscitent un regain d’intérêt [3] grâce à leurs qualités remarquables par rapport aux matériaux de construction conventionnels [4] dans le domaine de génie civil.



En effet, l’incorporation des polymères dans les bétons et mortiers produit évidement des matériaux similaires aux bétons cimentaires ordinaires mais avec des caractéristiques supérieures [5]. La matrice cimentaire peut être remplacée en partie ou en totalité, par une matrice organique, une résine, et par la consolidation du liant cimentaire hydraté par ces résines [6]. Le béton qui en résulte est connu sous la dénomination anglo-saxonne “ Concrete-Polymer composite ”. Ces bétons sont connus aussi sous l’appellation des “ béton-polymère ” classés généralement en trois classes [5].

Parmi ces classes, seul le béton connu sous le nom de “ béton de résine” (Polymer Concrete PC) sera investigué dans cette étude.

Le béton de résine est un composite dont le liant est constitué entièrement d’un polymère organique synthétique parfois thermoplastique mais généralement thermodurcissable et dont le squelette est constitué d'une charge minérale (granulat).

Environ 8 % de la consommation des polymères concerne les thermodurcissables et le reste pour les thermoplastiques (1999). En 2003, 7 350 000 tonnes ce qui est équivalent à 18.5% de tout le marché des polymères en Europe occidentale (Union européenne, Norvège et La Suisse) ont été employées dans l'industrie de bâtiment et de la construction comme indiqué dans le Tableau B (Annexe 1).

Certes, la consommation des polymères comparée à la consommation des autres matériaux de construction est relativement faible pour seulement 1 % environ (Tableau A), mais le chiffre d'affaires des polymères représentent plus que 10 % de l’industrie de construction.

Dans le but d’obtenir des bétons de résine avec des performances supérieures, des fibres peuvent être ajoutées au mélange. L’ajout des fibres, que se soit continues ou discontinues, à des matériaux à matrice fragile, améliore significativement la ténacité à la fracture et la résistance des composites résultants [7] .

Problématique :

Comme le remplacement du ciment Portland par un polymère entraîne une augmentation sensible du coût du béton, il ne faudrait le faire que si l'on recherche des caractéristiques supérieures, si le coût de la main-d’œuvre est moins élevé ou si les besoins en énergie lors de la fabrication et de la mise en œuvre sont moindres [8] .

De façon générale, les bétons de résine résistent bien à l'action des produits chimiques et autres agents corrosifs, absorbent très peu l'eau, résistent bien à l'abrasion et possèdent une grande stabilité aux cycles gel-dégel. En outre, comme ils ont une plus grande résistance mécanique que le béton de ciment Portland, ils peuvent faire économiser jusqu'à 50 % cent de matériaux. Ainsi, pour certaines applications spéciales, ils concurrencent le béton conventionnel.

Les résines agissant comme liant dans les bétons de résine sont des substances organiques, lesquelles, on le sait bien, résistent beaucoup moins bien à la chaleur que les



matières inorganiques comme la pierre, le ciment et les métaux. L'exposition prolongée à des températures élevées n'est donc pas recommandée, car elle entraîne la dégradation de la résine, ce qui se traduit éventuellement par une perte de résistance mécanique. Le degré de résistance à la chaleur des pièces en béton de résine dépend du type de résine utilisé comme liant.

Le comportement aux températures élevées et au feu du béton de résine est très important lorsqu'on l'utilise comme matériau de parement ou pour la décoration intérieure. Bien que l'élément polymère soit inflammable, les produits en béton de résine ne brûlent pas facilement, car ils contiennent une forte charge minérale. A l’heure actuelle la mauvaise résistance au feu et aux températures élevées des bétons de résine ainsi que leur coût relativement élevé comparé à celui des bétons hydrauliques constituent le frein majeur quant à leur développement.

Objectifs de l’étude :

Afin de favoriser le développement des bétons résines, il est impératif de diminuer le taux de résine qui varie, selon l’application industrielle, de 5% à 25%. Ceci permettra, essentiellement, de baisser leur coût.

Le premier objectif de la thèse est alors d’optimiser les constituants du béton étudié pour répondre à des critères mécaniques d’emploi en service à température élevée et sous environnement agressif.

Dans le but d’améliorer la ténue des bétons résines aux températures élevées, l’ajout des additions à l’essor des ignifugeants ou retardateurs de flamme peut être bénéfique tout en assurant des performances mécaniques raisonnables.

D’ici s’en sorte le deuxième but de cette étude qui consiste à analyser l’influence de l’addition de deux classes d’ignifugeants sur le comportement thermo-mécanique des bétons résineux.

Le manuscrit est composé de quatre chapitres. Le premier chapitre est une analyse bibliographique qui retrace les travaux de recherches antérieures sur les mortiers et bétons de résine. Cette analyse est organisée en deux parties principales. La première partie est consacrée à la présentation des différentes classes de bétons et de mortiers de résine, de leurs développements, le type de polymère utilisé en tant que liant ou addition ainsi que les domaines d’applications potentielles. Un intérêt bien particulier a été porté à la seconde partie de ce chapitre qui consiste à un état de l’art des résultats de travaux menés sur l’optimisation de la formulation, l’étude du comportement et de la durabilité des bétons et mortiers résineux exposés à des températures élevées. Les aspects physiques, thermiques et mécaniques (résistances, module d’Young) ont été pris en considération.



Le deuxième chapitre est dédié à la présentation des méthodes et techniques de caractérisation expérimentales utilisées dans le cadre de ce travail de thèse pour déterminer les propriétés physiques et mécaniques des différents matériaux utilisés (résine, ciment, granulats, fibres et ignifugeants) ainsi que les BR et les BHC formulés. Le mode d’élaboration et de conservation des ces matériaux sont également présentés. Le troisième chapitre vise à optimiser la formulation du BR. Cette tâche est composée de deux parties. La première partie est consacrée à l’optimisation de la composition du squelette granulaire formé par un sable et un gravier de classe granulaire 0/4 et 4/10 respectivement. Les résultats trouvés sont confrontés à ceux issus d’une méthode théorique d’optimisation c'est-à-dire le modèle d’empilement compressible. La deuxième partie est consacrée à l’optimisation de la fraction massique du liant à base d’époxyde sur la base des essais expérimentaux de caractérisation mécaniques et physiques. Cette optimisation a pour objectif la détermination de la fraction massique de liant minimale qui allie propriétés physiques-mécaniques et coût. Ces formulations se différencient par la fraction massique de liant qui varie entre 6 et 16%. Une étude comparative entre BR et BHC MBH est établie. L’étude expérimentale est entièrement réalisée au Laboratoire de Mécanique et Matériaux du Génie Civil L2MGC de l’Université de Cergy-Pontoise. Le quatrième et dernier chapitre commence par la présentation du cycle de chauffage-refroidissement pour le BR exposés à hautes températures. Ce chapitre regroupe les résultats des différents essais de caractérisation de la perte de masse, la porosité, la résistance en compression, la résistance à la flexion la résistance en traction, le module d’élasticité et les propriétés thermiques du BR optimal en fonction de la température de chauffage. L’influence de l’introduction de deux types d’ignifugeants, l’Ammonium de PolyPhosphate et le TriHhydrate d’Aluminium, sur les propriétés physiques, thermiques et mécaniques est évalué à travers les mêmes techniques de caractérisation en plus des essais d’analyses chimiques. Les conclusions générales et les perspectives clôturent ce mémoire en synthétisant les principaux résultats obtenus sur l’influence des paramètres d’étude sur les du point de vue mécanique et physico-chimique. Des perspectives de recherche sont aussi présentées pour apporter des réponses à des questions pertinentes sur ces nouveaux matériaux du génie-civil.



CChhaappiittrree II.. LLeess bbééttoonnss ddee rrééssiinnee :: rreecchheerrcchhee bbiibblliiooggrraapphhiiqquuee

- 22 -

Chapitre I.

Les bétons de résine : recherche

bibliographique


- 23 -

Ce chapitre a pour objectif de présenter les différentes classes de bétons polymériques, les constituants éventuellement utilisées (liant, granulats, additions) ainsi que leurs applications potentielles dans le domaine du génie civil. Une synthèse bibliographique exhaustive sera effectuée sur les travaux réalisés sur l’optimisation, le comportement mécanique à température ambiante et à hautes températures et finalement sur les propriétés à la rupture du béton polymérique.

1. Développement et classification des bétons résineux

1.1. Développement des bétons résineux

Le béton résineux représente une nouvelle génération de matériaux qui en dépit d’une faible consommation en liant polymérique par unité de masse se caractérise par une grande densité, une bonne résistance aux agents chimiques [9], une bonne adhésion aux granulats, par des résistances mécaniques notamment à la traction plus élevées que les bétons hydrauliques [4] et beaucoup d’autres avantages (Tableau 1.1).

En plus, la grande proportion de fillers utilisés dans ce type de béton réduit énormément le retrait (égal à celui des bétons cimentaires) alors que le module d’élasticité est largement haussé. Ceci permet l’utilisation de ces bétons dans la fabrication des éléments porteurs et structuraux et aussi dans l’industrie de la construction [10].

Tableau 1.1 : Propriété types des bétons de résine courants et du béton de ciment Portland [8]

Les bétons de résine sont initialement utilisés comme des matériaux décoratifs et de revêtement et pour la fabrication des éléments structuraux stable chimiquement, En effet c’est vers la fin des années 50 que le béton polymère trouvait sa première application dans la production du revêtement des bâtiments et du marbre synthétique [11]. Ses excellentes propriétés étaient à l’origine du développement de son utilisation dans d’autres domaines d’application au point qu’ils sont utilisés dans l’industrie de la construction, dans la production d’énergie électrique, dans l’énergie atomique, le réaménagement des terrains,… [10].

Le béton de polymère est devenu le matériau de construction dominant dans les pays développés dans les années 1970, Les mortiers et bétons résineux se sont développés

Type de liant

Masse volumique (kg/dm³)

Résistance en

compression (MPa)

Résistance à la

traction (MPa)

Résistance en flexion

(MPa)

Module d'élasticité

(GPa)

Coefficient de dilatation thermique

106C-1 Polyméthacrylate de méthyle 2,0-2,4 70-210 9-11 30-35 35-40 10-19

Polyester 2,0-2,4 50-150 8-25 15-45 20-40 10-30 Époxy 2,0-2,4 50-150 8-25 15-50 20-40 10-35 Résine furanique 1,6-1,7 48-64 7-8 - - 38-61 Ciment 1,9-2,5 13-35 1,5-3,5 2-8 20-30 10-12


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entre la fin des années 1950 et le début des années 1960 et deviennent les matériaux de construction majeurs en Japon et en Europe vers les années 1970 et aux Etats-Unis dans les années 1980. À présent, ils sont des matériaux de construction courants [6] .

Quelques dizaines de types de monomères et d’oligomères sont utilisés autour du monde dans des combinaisons différentes avec des modificateurs pour donner naissance à plus de 30 variétés de béton polymère. Les plus utilisés sont ceux à base de polyester, d’époxyde, vinyle ester et des monomères de méthyle méthacrylate. Les résines phénol sont les moins utilisés.

Le béton polymère a l’avantage de résister à l’action des huiles et des liquides de refroidissement et ne nécessitent donc pas l’application d’une couche supplémentaire de peinture.

Malgré le prix initialement élevé, les structures utilisant les bétons résineux peuvent économiser de 3,2 à 4 $ par m3 de béton,

Les calculs des spécialistes occidentaux ont montré que la consommation spécifique d'énergie pour produire une unité de masse de béton polymère est de 2.5, 5 à 7 pour l’acier, 5 à 10 pour la porcelaine et 7.5 à 10 pour l’aluminium en supposant que celle du béton hydraulique est égale à l’unité.

En plus le coefficient d’efficacité économique (égal aux propriétés améliorées au prix du matériau, égal à l’unit pour le béton ordinaire) peut atteindre 4 fois ou plus pour le béton polymère [12]. Ce coefficient peut être 10 à 12 fois pour les poteaux des plateformes portant des réservoirs électrolytiques pour des métaux non ferreux [10].

1.2. Classification des bétons résineux

La recherche des méthodes et moyens pour augmenter la résistance, la densité, la résistance aux agressions chimiques et la durabilité des bétons renforcés ou non a conduit à la formulation de différents groupes de béton avec des additifs ou à base de polymère désignés comme les bétons polymères.

Les composites béton-polymère les plus connues sont généralement classés selon les technologies des procédés (Figure 1.1).

L’utilisation des polymères dans les bétons se manifeste par : • Le remplacement des granulats inorganique par d’autres organiques dans le but d’alléger les bétons et améliorer les caractéristiques liées à l’isolation thermique. Les propriétés des bétons utilisant des agrégats organiques ou inorganiques sont comparables.

• Le remplacement partiel ou complet du liant inorganique par un liant organique : le remplacement partiel de la matrice inorganique implique la présence d’une interaction entre la résine synthétique et le ciment donnant naissance à un nouveau matériau avec des caractéristiques un peu particulières ;


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• L’introduction de liant organique dans la structure poreuse du ciment durci, de la roche ou du béton.

Figure 1.1 : Classification des composites béton-résine [6] .

Le remplacement complet en utilisant des liants polymériques donne le béton polymère dont on a donné au début plusieurs appellations. Par exemple, il était appelé béton plastique et béton organo-minérale à l’Union Soviétique et Duroplast, Degadur, Dezament et Plexilite en république d’Allemagne Fédérale. La première tentative pour l’unification de la classification et de la terminologie relative aux bétons polymères remonte à l’année 1968 [10].

1.2.1. Le béton imprégné de résine :

Polymer-impregnated concrete (PIC) est l'appellation anglophone de ce béton qui est obtenu en imprégnant des éléments préfabriqués en béton de ciment Portland durci avec un monomère ou d'un mélange prépolymère-monomère à faible viscosité (sous forme liquide ou gazeuse) qui est par la suite polymérisé (Figure 1.2) in situ sous l'action d'agents physiques (rayons ultraviolets ou chaleur) ou chimiques (amorce par catalyseurs) après la chasse de l'air des pores ouverts (par application du vide ou introduction du monomère sous pression). La polymérisation se fait l’imprégnant par la méthode la plus économique et la plus pratique.

Granulats Pores (air) Renforcements

Inorganique

Hydrate de ciment

Phase hybride Inorganique- Organique

Hydrate de ciment +

résine

Organique

Résine

Adjuvant polymérique

Imprégnant polymérique

Sans résine

Sans Ciment

Béton et mortier de

Ciment (CC)

Béton et mortier de résine (PC)

Béton et mortier

additionné de résine

( PMC)

Béton et mortier

imprégné de résine (PIC)

Granulats gros

Granulats fins

Fillers Dispersion aléatoire

Lamellé

Graviers, Pierres

concassés

Sable, Sables

concassé

Carbonate de calcium,

Silice

Fibres courtes

Fibres longues,

PRF

Composite béton-résine

Phase : dispersions (renforts) Phase : matrice (liant)


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Figure 1.2 : Procédé de polymérisation du béton imprégné de résine [13]

L'imprégnation du béton assure une augmentation remarquable de la résistance en tension (3.6 à 3.9 fois plus grande que celle d’un béton témoin pour des bétons imprégnés avec 6.4% de MMA, [14]), en compression (portée de 35 à 140 MPa) et au choc, une durabilité accrue (Tableau 1.2) et une plus grande imperméabilité à l'eau et aux solutions aqueuses renfermant des sels comme les sulfates et les chlorures. La résistance aux cycles gel-dégel est aussi améliorée.

L'imprégnation peut être superficielle ou varier en profondeur selon la résistance ou la durabilité souhaitée. L’imprégnation partielle peut être efficace dans les cas où le besoin principale est la résistance de la surface contre l'attaque chimique en plus de l’augmentation de la résistance [14].

La grande amélioration de la durabilité est essentiellement le résultat de la baisse significative de la perméabilité due à l’évacuation de l’eau avant l’imprégnation.

Tableau 1.2 : Durabilité des bétons imprégnés de résine [13]

Le principal inconvénient du béton imprégné est son coût, les monomères utilisés pour l'imprégnation étant chers et le procédé de fabrication est plus compliqué que pour le béton ordinaire.

1.2.2. Le béton additionné de résine :

Ce béton connu sous le nom anglophone Polymer-Cement Concrete (PCC) ou aussi Polymer-Latex Concrete (PLC) est un composite où l’on ajoute un polymère non

Béton témoin

Béton imprégné de résine (MMA)

Béton imprégné de résine (Styrène)

Nombre de cycles 740 3650 5440 Gel-dégel

Perte de masse (%) 25 2 2

Dilatation (%) 0.466 0 .006 0.03 Attaque de sulfate Nombre de jours 480 720 690

Perte de masse (%) 27 9 12 Résistance aux acides (15% HCl) Nombre de jours 105 805 805

Profondeur d’usure (mm) 1.25 0.38 0.93 Résistance à l’usure Perte de masse (g) 14 4 6

Chauffage-séchage Imprégnation avec un monomère

Filament chauffant de la référence

Produit final


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réactif (souvent du genre latex, Figure 1.3) ou un monomère réactif (résine) au mélange du béton hydraulique à l’état frais (avant la prise) et le résultat est un hybride ayant les propriétés caractéristiques de chaque matériau.

Figure 1.3 : Modèle simplifié de la formation d’une co-matrice latex-ciment [15].

Le concept du béton additionné de résine n’est donc pas nouveau. En effet la modification d'un composé de ciment avec du polymère afin de modifier les propriétés physiques a été pratiquée pendant plus de 80 ans et le premier brevet déposé par Cresson date de 1923 [15].

Au Début des années 20 et des années 30, des émulsions en polymères aqueuses (Latex) ont été employées mais sa résistance à l'altération n'était pas bonne. Pendant les années 40 les polymères synthétiques, qui se détériorent une fois exposé à l'humidité, tels que les acétates polyvinyliques (PVA) sont devenus disponibles et sont utilisés comme substitution aux Latex. Les PVA modifiés, moins susceptibles à ce type de détérioration, ont été par la suite développés. Ils améliorent, une fois combinée avec les ciments, les propriétés physiques en augmentant l’ouvrabilité, la durabilité et la résistante à l'eau (latex acrylique) en plus de la résistance en flexion et en traction du béton résultant [16] pour un coût raisonnable.

D’autres propriétés y compris la perméabilité à l’eau, la ductilité, l’adhésion à l'acier d'armature et au béton ancien, la résistance en flexion, la résistance en traction, le

Grains de ciment non hydratés

Granulats

Particules de Latex

Entraineur

(A) Immédiatement après le malaxage

(Les espaces interstitielles sont de l’eau)

Mélanges de grains de ciments non hydratés et du gel de ciment

(Les particules de latex sont partiellement déposées)

(B) Première étape

Mélanges du gel de ciment et de grains de ciment non hydratés enveloppés avec une

couche compacte des particules latex

(C) Deuxième étape

Ciment hydraté enveloppé avec une membrane en latex

(D) Troisième étape (Structure durcie)


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module d’élasticité et la résistance aux chocs sont modifiées par la présence du polymère dans la matrice (Tableau 1.3) [17].

Tableau 1.3 : Propriété types des bétons ([18], [19])

L’ajout des modificateurs peuvent être réalisé selon deux procédés [20] : • Les additions modificatrices sont ajoutées au béton frais sous forme d’émulsion polymère. Un tensioactif est nécessaire pour éviter la coagulation et la séparation des polymères (latex, élastomères, thermoplastiques) avant le début de prise;

• Les éléments (résine synthétique chimiquement réactive, ou des pré-polymères et des monomères) sont ajoutés au béton frais et la polymérisation est réalisée par un amorçage chimique en même temps que l’hydratation du ciment.

Étant donné que le polymère forme une pellicule superficielle qui empêche dans une certaine mesure l'humidité de s'échapper du béton, la période de cure du béton modifié au latex est habituellement plus courte que celle du béton ordinaire grâce au maintien de l'hydratation.

1.2.3. Le béton de résine

Le travail pionnier pour le développement du béton de résine a été mené par le bureau de réclamations américain (USBR). Les investigations initiales faites au laboratoire national de Brookhaven (BNL), en coopération avec USBR et la commission d'énergie atomique américaine (l'AEC) a montré une grande amélioration de la résistance en compression, la perméabilité et les résistances à l'impact et à l'abrasion. Le développement d’un tel matériau composite (béton-polymère) avait pour but la production d’un nouveau matériel en combinant l’ancienne technologie du béton de ciment avec la moderne technologie de la chimie des polymères.

Ce béton est connu sous la dénomination anglo-saxonne Polymer Concrete (PC) et fait partie de la catégorie de matériaux à matrice organique d’où sa désignation de béton à matrice organique BMO. Il est connu aussi sous l’appellation de béton résine synthétique ou de béton de résine plastique ou tout simplement par le béton de résine.

Maériau

Résistance à la

traction (MPa)


(GPa)

Résistance en

compression (MPa)

Résistance au

cisaillement (MPa)

Conductivité thermique

W/(m.K)

Coeff. de dilatation thermique (10-6 °C-1)

Béton imprégné de résine 10.3 42 144 26.2 2.19 9.28

Béton modifié au résine 4.1 26.2 41.4 13.8 2.26 7.74

Béton de résine 9.6 36.4 137.9 25.5 2.89 9.54

Béton de cimentPortland 1.7 24.8 34.5 7.6 2.30 7.2


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Ce béton est un matériau composite dont le liant est formé entièrement d’un polymère organique synthétique.

Lorsque le les renforts sont formés par des sables ou des inclusions de dimensions plus petites, le composite est dit mortier de résine dans les autres cas, on parle de béton de résine. Le remplacement de la matrice cimentaire dans le cas des bétons conventionnels par une matrice polymérique est justifié par l’amélioration de la ténue des bétons aux différentes agressions environnementales de types mécaniques, chimiques ou autres. En effet ce type de matériaux présente certains avantages ([21], [22], [9], [7]) :

• une bonne résistance aux agents chimiques et aux agents corrosifs ;

• une plus faible perméabilité à l’eau et une bonne résistance aux cycles de gel-dégel;

• un faible coefficient de dilatation thermique ;

• un durcissement rapide ;

• une bonne adhésion aux granulats et aux bétons anciens ;

• des résistances mécaniques meilleures que celles des bétons hydrauliques surtout en tension (Tableau 1.4);

• Une bonne résistance à l’abrasion ;

• une excellente durabilité avec un coût raisonnable ;

Tableau 1.4: Propriété types des bétons de résine courants et du béton de ciment Portland [8]

Le béton résine possède toutefois quelques inconvénients. En effet, le coût de la matière première (principalement le liant) est plus élevé (jusqu’à 8 fois) comparé à celui des bétons hydrauliques constituent un frein quant au développement des bétons de résine. Par contre le béton de résine peut assurer dans certains domaines d’application une réduction du coût de la main d’œuvre pouvant atteindre 2/3 et une diminution du prix des produits à base de résine qui sont seulement 10 à 25% plus chères que les produits de bétons hydrauliques. Cette économie est réalisable compte tenu de la réduction de l’économie de matières (jusqu’à 50%, [8]) en réduisant les dimensions des produits grâce aux résistances élevées du béton résineux, de la réduction des frais de transport

Matériau Masse

volumique (Kg/dm3)

Absorption d’eau (%)

Résistance en compression

(MPa)

Résistance à la traction

(MPa)

Résistance à la flexion

(MPa)


(GPa) Poly(méthacrylate de méthyle) 2-2.4 0.05-0.6 70-210 9-11 30-35 35-40

Polyester 2-2.4 0.3-1 50-150 8-25 15-45 20-40

Époxy 2-2.4 0.02-1 50-150 8-25 15-50 20-40

Furane 1.6-1.7 0.2 48-64 7-8 - - Béton de ciment Portland 1.9-2.5 5-8 13-35 1.5-3.5 2-8 20-30


- 30 -

grâce aux volumes plus petites et de la diminution considérable des dépenses d’investissements pendant les opérations de manutention et pendant la fabrication et le stockage comme résultat de décoffrage rapide et de durcissement rapide du matériau qui diminue l’espace nécessaire pour la production et le stockage des produits finis [23].

De plus, ces bétons se caractérisent par une mauvaise odeur et une toxicité provenant de la partie liante du matériau c'est-à-dire la résine et le durcisseur pendant le malaxage et la mise en place.

Mais, à l’heure actuelle, le frein majeur quant à leurs développements est leurs comportements aux températures élevées et au feu. Ceci est d’une importance cruciale surtout lorsqu'on utilise ce béton comme matériau de parement ou pour la décoration intérieure puisque les résines agissant comme liant dans les bétons de résine sont des substances organiques qui résistent beaucoup moins à la chaleur que les matières inorganiques et l'exposition prolongée à des températures élevées n'est donc pas recommandée, car elle entraîne la dégradation de la résine, ce qui se traduit éventuellement par une perte de résistance mécanique.

Bien que l'élément polymère soit inflammable, les produits en béton de résine ne brûlent pas facilement, car ils contiennent une forte charge minérale et le degré de résistance à la chaleur des pièces en béton de résine dépend du type de résine utilisé comme liant.

2. Constituants des bétons de résine et domaines d’applications

2.1. Constituants des bétons de résine

2.1.1. Le liant (la résine) :

Le béton de résine est formé par un squelette granulaire et un liant polymère (résine) parfois thermoplastique mais dans la plupart des cas thermodurcissable.

Les polymères sont des structures ayant une architecture le plus souvent linéaire ou tridimensionnelle constituée par l'enchaînement covalent de plusieurs unités chimiques de répétitions ou motifs unitaires appelées monomères possédant une ou plusieurs fonctions chimiques potentiellement réactives. Le nombre et la nature de ces fonctions permet de déterminer ce que l'on appelle la fonctionnalité du monomère, c'est-à-dire le nombre de liaisons qu'un monomère peut établir avec d'autres monomères lors de la réaction chimique appelée polymérisation.

La différence entre un polymère et une grosse molécule quelconque provient de cette répétition de molécules identiques ou similaires constituant une chaîne ou une portion de chaîne.

Les polymères peuvent être fabriqués à partir d'un seul type de monomère (on parle alors d'homopolymère, comme par exemple le polystyrène), ou bien à partir de plusieurs types


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de monomères (on parle alors de copolymères, comme par exemple l'acrylonitrile butadiène styrène) [24].

Un polymère peut être naturel (dans le bois et les végétaux sous forme de cellulose et d'amidon, etc.), ou bien entièrement synthétisé chimiquement à partir du pétrole, du charbon, du gaz naturel et du bois ou d'autres substances végétales.

On distingue deux grandes catégories de réactions chimiques permettant la préparation des polymères : la polymérisation en chaîne ou polyaddition (donnant par exemple le polyéthylène, polystyrène, polypropylène...) et la polymérisation par étapes ou polycondensation (conduisant aux polyesters, polyamides, polyuréthanes, phénoplastes, aminoplastes…) [24]. La polymérisation par étape est un mécanisme de polymérisation qui procède par des étapes indépendantes. Les monomères avec deux ou plusieurs groupements fonctionnels réagissent pour former en premier lieu des dimères, ensuite des trimères et oligomères plus longs, et ensuite des polymères à chaine longue. Ce mécanisme est à distinguer de la polymérisation en chaîne, qui procède plutôt par l'addition successive et rapide de molécules sur un centre actif (Figure 1.4).

Figure 1.4 : techniques de polymérisation.

Les polymères sont souvent classés d'après leurs propriétés thermomécaniques en deux grandes familles à savoir les thermoplastiques (TP) et les thermodurcissables (TD) comme l’illustre le Tableau 1.5.

Dans les thermoplastiques (Polychlorure de vinyle (PVC), Polystyrène, Polycarbonate, Polyméthacrylate de méthyle (PMMA), Polypropylène et le polyéthylène..., [25]), les très longues chaines sont reliés les unes aux autres par des faibles forces de Van der Waals. Une fois le matériau chauffé, les forces intermoléculaires s’affaiblies et de cette façon il devient malléable et flexible, ce qui permet leur mise en œuvre [26]. À hautes températures le thermoplastique devient visqueux et il se solidifie si on le laisse refroidir.

Addition CondensationMonomère Monomère

Monomère Monomère

+ +

+ -

Polymère Polymère

Groupes superflus

CO2, H2O, etc.


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Tableau 1.5: Principales différences entre les propriétés des résines TP et TD ([27], [28])

Les thermodurcissables qui durcissent sous l'action de la chaleur ou par addition d'un additif sont constitués d’un enchaînement covalent tridimensionnel de motifs moléculaires répétitifs [29].

Dans les polymères thermodurcissables, dont les plus utilisés sont les époxydes, polyesters, phénoliques, furanes [25], les chaînes macromoléculaires sont reliées entre elles par des nœuds de réticulation et sous l’action de la température, ils conservent un comportement solide. À température plus élevée, ils se dégradent sans fondre; ils ne se ramollissent donc pas.

Seule la résine époxyde, utilisée dans le cadre de cette thèse, sera présentée (structure, propriétés et applications).

Les époxydes forment un groupe de matériau qui devient de plus en plus utilisé dans le domaine du génie civil. Ils sont généralement bi ou multifonctionnels. Les époxydes monofonctionnels sont principalement employés en tant que diluants, modificateurs de viscosité, des agents de couplage ou des adhésifs [30]. Mais en raison de leurs excellentes propriétés, elles deviennent un bon matériau de construction pour différentes applications telles que le revêtement des surfaces, le renforcement, la réparation et récemment comme résine réactive dans les bétons résineux. Son inconvénient principal reste son prix très élevé.

La plupart des résines époxydiques possèdent des excellentes résistances et ténacités, une résistance remarquable aux produits chimiques, à l’humidité et à la corrosion, des bonnes propriétés électriques, thermiques et d’adhérence, aucune émission de composés

volatils et un faible retrait ; une combinaison unique de propriétés généralement non trouvées en toute autre matière plastique. Ces performances supérieures, ajoutées à la polyvalence exceptionnelle de formulation et aux coûts raisonnables, ont poussé à une

Propriétés Thermoplastiques (TP) Thermodurcissables (TD)

Etat de base solide (prêt a l’emploi : polymérisé) liquide visqueux à polymériser

Stockage de la matière de base illimité Temps réduit (précautions à

prendre)

Mouillabilité des renforts difficile aisée

Cycle court plus long (polymérisation)

Caractéristiques spécifiques

Tenue au choc assez bonne limitée

Tenue thermique réduite sauf nouveaux TP thermostables meilleure

Chutes et déchets recyclables perdus ou recyclés en charges Conditions de mise en œuvre bonnes + propreté émanations pour méthode

humide (allergie possible)


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large acceptation des résines époxydes comme matériaux de choix pour une multitude d’applications de structures, de revêtements, de protection et de liaison, etc.

La résine Époxy est caractérisée par une structure contenant au moins deux groupes très réactifs dits oxirannes ou groupes époxydes, en bout de chaîne (Figure 1.5).

Figure 1.5 : cycle oxiranne [30].

La résine époxyde est fabriquée généralement à partir de deux composantes ; le polymère contenant des cycles oxirannes comme centres réactifs et le durcisseur (agent de réticulation). Chaque composante à part est stable et n’a pas de propriété mécanique notable mais une fois elles sont mélangées, elles réagissent exo-thermiquement pour former une réticule tridimensionnelle générant des grandes chaines covalentes. Après durcissement, le mélange résultant devient un matériau ayant des propriétés chimiques et mécaniques remarquables.

La résine époxyde la plus répandue est le diglycidyléther de bisphénol A (A pour acétone) dont la sa synthèse consiste en une polycondensation entre le bisphénol A et l'épichlorhydrine, en présence de soude (Figure 1.6) :

Figure 1.6 : Structure du diglycidyléther de bisphénol A (DGEBA) [30].

La sélection du durcisseur approprié est un compromis entre facteurs tels que les techniques d'application, la vie en pot, les conditions de cure et les propriétés physiques finales. En plus d’affecter la viscosité et la réactivité du système lors de la mise en œuvre, le durcisseur détermine le degré de réticulation et le type des liaisons chimiques qui vont se formées. Ceux-ci, à leur tour, affectent la résistance aux agents chimiques, les propriétés électriques, les propriétés mécaniques et la résistance thermique des thermodurcissables polymérisés [30].

Les durcisseurs peuvent être des polyamines aliphatiques, des polyamino-amides, des polyamines aromatiques ou des anhydrides [31].

Les polymères époxydes présentent généralement un bon comportement mécanique en traction (Tableau 1.6), compression et flexion (classiquement en traction), une tenue thermique satisfaisante jusqu’à des températures relativement élevées (de 100 à 180°C) et des bonnes propriétés physiques. Les principaux inconvénients sont leur ténacité limitée et leur ductilité faible [29].


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Tableau 1.6: Propriété types de quelques résines thermodurcissables [26]

2.1.2. Les granulats :

Ils forment le squelette du béton et ils jouent donc un rôle très important dans la composition et la fabrication des bétons en général et le béton de résine en particulier. Ils influent les propriétés mécaniques et physiques du produit fini. En effet, la sélection adéquate des granulats peut influer la consistance, la résistance et la durabilité du matériau. La variation de la quantité des agrégats introduits et le choix de la granulométrie peut aussi considérablement changer les propriétés finales des matériaux élaborés.

En principe, n’importe quel granulat utilisable pour la fabrication du béton hydraulique peut être utilisé pour la confection du béton de résine à condition qu’il soit propre et sec, deux propriétés essentielles dans le processus de fabrication des bétons de résine visant à obtenir une bonne cohésion entre les agrégats et la résine par la diminution de l’humidité à moins de 0,5%.

Les granulats influencent les modules élastiques, la durabilité, l’ouvrabilité, le prix du produit en béton de résine et les propriétés mécaniques principalement la résistance à travers la granulométrie et l’adhésion avec le liant [7].

2.1.3. Les ignifugeants ou retardateurs de flamme :

La société d'aujourd'hui connaît un développement sans précédent des bâtiments, des gratte-ciel, d'entrepôts et moyens transport. Ces lieux contiennent un potentiel calorifique croissant des matériaux inflammables lié à l’amélioration du confort. En effet, les fournitures (meubles, tapis, ...) et les équipements électriques et électroniques (ordinateur, électroménager, …) représentent des vrais risques.

Les nouvelles techniques de lutte contre les incendies, les équipements et la conception de bâtiment ont réduit énormément les dégâts causés par le feu. Cependant, un potentiel calorifique élevé dans les bâtiments et les lieux de travail peut l’emporter même sur les meilleures constructions.

Pour assurer une protection supplémentaire contre les feux et augmenter le temps nécessaire pour la fuite au moment du déclenchement du feu, des méthodes pour retarder la propagation des flammes ont été développées. L’approche la plus courante consiste à utiliser des ignifugeants ou retardateurs de flamme, des produits chimiques additionnés

Résine Masse volumique

(Kg/dm3) Résistance à la traction (MPa)

Module d'élasticité en traction (GPa)

Coeff. de dilatation thermique (10-6 °C-1)

Polyester 1.28 45-90 2.5-4 100-110

Époxydique 1.3 90-110 3-7 45-65

Phénolique 1.35-1.75 45-59 5.5-8.3 30-45


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aux polymères, pour améliorer la tenue aux feux de ces matériaux. Quelques polymères sont moins inflammables en raison de la structure plus stable de ces matériaux ce qui explique le coût habituellement plus cher que celui des autres polymères [32].

L’ignifugation des polymères peut se faire selon deux approches [33]:

• Approche réactive : les ignifugeants réagissent chimiquement avec le polymère (pendant le procédé de synthèse) et devient une partie intégrante de celui-ci. La structure chimique d’origine est alors modifiée. Ils sont à base d’halogène (brome et chlore), de phosphore ou des composés mélamine et inorganique.

Les composés halogénés libèrent du brome ou du chlore dans la source d’énergie en perturbant ainsi les réactions d'oxydation des composés volatils inflammables. Les composés halogénés présentent des vrais risques de santé. Les ignifugeants à base de phosphore sont très efficaces et fonctionnent en réduisant la quantité de combustible.

• Approche additive : les ignifugeants sont mélangés physiquement au polymère lors de l’étape de mise en œuvre et ils ne font pas partie intégrante mais ils sont encapsulés physiquement dans le matériau. La composition chimique de ces composés est à base d’antimoine, aluminium, bore, phosphore, brome ou chlore ; 90% sont basés sur ces éléments et sont employés sous forme d’oxyde d'antimoine, trihydrate d'alumine et oxyde de bore. Ils peuvent aussi contenir du baryum, de zinc, de l'étain, due fer, du molybdène ou du soufre. Ces d'additifs agissent principalement par voie physique en se décomposant de manière endothermique, ce qui a pour conséquence d’abaisser la température du matériau et par la suite diminuer sa vitesse de dégradation. En outre, en se décomposant, ces ignifugeants libèrent de la vapeur d’eau et éventuellement du CO2 qui diluent les mélanges inflammables et forment un écran à la pénétration de l’oxygène vers la surface du matériau.

a) Mode d’actions des ignifugeants :

L’action des ignifugeants peut se faire à plusieurs niveaux (soit en phase gazeuse ou condensée ou les deux à la fois) grâce à des processus chimiques (inhibition radicalaire) et/ou physiques comme (dilution, refroidissement, formation d’un bouclier thermique) ou la combinaison de ces mécanismes ([34], [35]) :

• Dilution : Les ignifugeants se décomposent thermiquement pour donner des gaz inertes qui peuvent diluer le combustible par la diminution de la concentration en combustible à proximité de la flamme. D’autre part, quelques fillers inertes et composés minérales agissent en tant que dissipateur thermique en augmentant la capacité thermique du polymère.


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• Refroidissement : Une réaction chimique endothermique de l’additif ignifugeant se produit et provoque ainsi une diminution de la température nécessaire pour entretenir ou provoquer le processus de combustion par la limitation de l’émission de gaz combustible ;

• Formation d’un bouclier thermique : La couche condensée de combustible peut être isolée de la phase gazeuse par une couche protectrice solide ou une barrière liquide qui limite le transfert de chaleur et réduit l’échauffement du polymère ; la quantité d’oxygène transmise au matériau est insuffisante pour entretenir la combustion. Cet effet est connu sous le nom de l’effet bouclier ;

• Inhibition radicalaire :

C’est un mécanisme d’action chimique issu de la réactivité chimique entre le retardateur de flamme et le polymère dans le but de créer des radicaux moins énergétiques. Les halogènes et quelques retardateurs de flamme à base de phosphore agissent par ce mode d’action. Ils inhibent les réactions radicalaires, avec comme conséquence le ralentissement de la réaction de combustion par coupure de la chaîne réactionnelle ;

Quelques retardateurs de flamme montrent presque exclusivement un mode d’action physique telle que l’hydroxyde d'aluminium. D'autre part, il n'y a aucun ignifugeant qui agit exclusivement par un mode d’action chimique. En effet les mécanismes chimiques sont toujours accompagnés d'un ou plusieurs mécanismes physiques (le plus souvent par dilution endothermique). Les combinaisons de plusieurs mécanismes peuvent souvent être synergiques [36].

b) Les principaux types d’ignifugeants :

Les principaux types de retardateurs de flamme sont des composés qui contiennent des minéraux, du phosphore, des halogènes ou de l’azote ([36], [37]). Seule le premier type c'est-à-dire les retardateurs de flamme minéraux et inorganiques, utilisés dans le cadre de cette thèse, sera développé dans ce qui suit.

Peu de composés de cette classe peuvent être utilisés pour ignifuger des polymères dont la température de transformation doit être inférieure à la température de décomposition des ignifugeants qui peuvent être efficaces seulement s’ils sont capables de se décomposer dans une gamme de température relativement basse, entre 150°C et 400°C [35], ce qui est peu répandu pour des minéraux.

Sous l’effet de la chaleur, ces ignifugeants ne s’évaporent pas contrairement aux ignifugeants organiques mais se décomposent pour donner des gaz ininflammables


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comme l’eau, le dioxyde de carbone (CO2), le dioxyde de soufre (SO2), le chlorure d’hydrogène (HCl), etc., à partir d‘une réaction endothermique par voie physique.

Les hydroxydes de métal dont on cite le trihydrate d’aluminium (ATH) et l’hydroxyde de magnésium restent de loin les ignifugeants inorganiques les plus utilisés.

L’ATH (Al(OH)3) est le système d’ignifugeant le plus utilisé; il n’est pas cher et il est facile à incorporer dans les polymères. Son mécanisme d’action repose sur l’absorption de chaleur et la libération d’eau (1.1) qui refroidi le système et dilue les gaz dans la zone des flammes à partir des températures comprises entre 180°C et 200°C. En plus, ils forment un écran à la pénétration de l’oxygène vers la surface du matériau [35].

322 C200-180

3 OAlOH3 Al(OH) 2 +⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯ ° (1.1)

L'hydroxyde de magnésium (Mg(OH)2) est plus cher que l’ATH mais il possède une température de décomposition plus élevée,300°C (1.2). Pour être efficace, il doit être employé avec une forte proportion, ce qui mène parfois à une perte des propriétés mécaniques [38].

OH)O(Mg Mg(OH) 2 C350-300

2 +⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯ ° (1.2)

Les produits phosphorés inorganiques agissent essentiellement en phase condensée. Mais il a été montré que certains peuvent influencent les réactions ayant lieu en phase gazeuse. La décomposition thermique des ignifugeants phosphorés donne l’acide phosphorique et entraîne la formation d’une couche charbonnée en extrayant l’eau de la phase condensée. Ils sont particulièrement efficaces dans les polymères contenant beaucoup d’oxygène et sont largement utilisés dans les résines thermoplastiques et thermodurcissables, les mousses de polyuréthane,…

Les plus importants retardateurs de flamme contenant du phosphore sont le phosphore rouge et le polyphosphate d’ammonium (APP).

L’APP est une chaîne de phosphates (PO43−) à haut poids moléculaire dont la

composition est illustrée ci-dessous (Figure 1.7). La longueur des chaînes peut varier entre n = 1000 et n = 3000.

Figure 1.7 : Structure de l’APP

L’APP ([NH4 PO3]n) libèrent de l’acide polyphosphorique et l’ammoniac à des températures de l'ordre de 150°C [34].


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Les ignifugeants inorganiques (produits à base de borate, d’antimoine, de molybdène et beaucoup d’autres éléments chimiques) sont donc des additifs qui, même inertes, améliorent la réaction au feu des polymères en réduisant le taux de matière inflammable et en modifiant la conductivité thermique, la capacité thermique et la viscosité du matériau polymérique. Ces produits peuvent absorber de l’énergie en se décomposant, libérer des gaz ininflammables qui diluent les gaz combustibles ou promouvoir la formation d’une couche protectrice à la surface du matériau.

2.2. Domaines d’applications des bétons de résine

Pour les 40 dernières années ou plus, le développement des bétons (et mortiers) de résine a été mené dans plusieurs pays. Comme résultat, le béton (et mortier) de résine est devenue un matériau dominant dans l’industrie de la construction pendant les années 1970 en Japon et en Europe et dans les années 80 aux États-Unis.

Aujourd’hui le béton (et mortier) de résine est employé, d’une façon compétitive (rentabilité élevée), comme un matériau de construction courant.

Le béton de résine a plusieurs domaines d’application dans le génie civil. Aujourd'hui, le BR est utilisé (d’une façon compétitive) très efficacement comme un matériau de construction courant pour fabriquer un large éventail de produits ([16], [26], [39], [40], [41], [42], [43], [44], [45], [46], [47]).

2.2.1. Utilisation des bétons de résine dans les bâtiments :

Le BR est utilisé essentiellement dans la production du marbre artificiel (à matrice polymérique) dont l’attrait de surface et non seulement les propriétés techniques du matériau est d’une importance cruciale. Sur cette base, des exigences un peu particulières sont prescrites pour les granulats, les monomères et les oligomères.

A présent, l’industrie de façades s’est enrichie avec l’utilisation du BR comme matériau de revêtement influençant ainsi la conception des façades surtout avec les formes de ces dernières de plus en plus complexes de point de vue architecturale et les exigences économiques et techniques plus strictes.

Certes le prix de matière première du BR est 8 fois plus cher que celui de béton hydraulique, mais une contre partie estimée 80% du prix initial est récupérable [23] par la réduction des dimensions des éléments produites grâce aux résistances élevées du BR, la réduction des frais pendant les opérations de production (décoffrage rapide), stockage, manutention et transport. En plus de ces dépenses considérablement diminuées, le BR est une excellente alternative des roches naturelles pour la fabrication des éléments tels que les panneaux, appuis de fenêtres, marches d’escalier, table de travail, haut de table, équipements techniques sanitaires, etc. [16]; le BR peut être considéré comme un matériau ami à l’environnement.


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2.2.2. Utilisation des bétons de résine dans les travaux de drainage et hydrauliques :

L’utilisation du BR pour la fabrication des différents systèmes de drainage et le réseau de canalisation est très répondue comme résultat de la faible absorption d’eau et une résistance exceptionnelle au gel-dégel. Par conséquent, les éléments fabriqués en BR peuvent avoir jusqu’à 15 mm d’épaisseur (réduction de 1/3 du poids par rapport au béton cimentaire pour des produits similaires) et maintiennent leurs poids initiaux après 1600 cycle de gel-dégel tandis que celles produites en BHC perdent jusqu’à 25% après 750 cycles seulement comme le montre des essais réalisés in-situ [23].

L’utilisation des formulations à base d’époxyde dans plus de 10 installations hydrauliques aux USA (Mississipi, Missouri, Pennsylvanie, Californie, Arkansas,…) ont donné des résultats satisfaisants. Des études similaires sont menées en France et d’autres pays.

Des conduites fabriquées en BR ont été utilisées en ex-USSR pour les égouts et les systèmes d’irrigation (milieu agressif avec un PH de 3 à 10, pression de 0,2 MPa) en 1970 ne révélant aucun dégâts après 8 ans de service [23].

Un BR furanique a été utilisé dans le revêtement de la ligne principale des égouts de Prague sur une longueur de 11 Km. La conception adoptée a été fort bénéfique puisqu’elle a réduit à 1/3 la main d’œuvre dans les tunnels et à 1/6 dans les fossés à plein air (une économie de 70% sur la main d’œuvre).

Des déversoirs de quelques rivières de l’Asie centrale sont revêtus en BR à base furane (100 à 150 mm d’épaisseur et une aire de 900m2 dans 5 barrages). Pendant 25 ans de service, ces barrages montrent une grande résistance à l’usure causée par le transport des sédiments [23].

2.2.3. Utilisation des bétons de résine dans l’agriculture et l’horticulture :

Dans beaucoup de pays, le BR est employé pour réaliser des réservoirs d’aliments pour les porcheries et les fermes de bétails. Les raison de cette utilisation sont la résistance mécanique, le faible poids et la résistance contre l’action des ammoniaques et des détergents industriels utilisés pour éliminer les bactéries pathogènes afin d’empêcher la contamination des aliments. Comparés avec les réservoirs céramiques, ceux à base de BR sont moins chers et présentent moins de dégâts pendant le service.

En horticulture, le BR est utilisé pour fabriquer des petites formes et des bacs pour les plants. Ces conteneurs sont à déplacer selon les conditions météorologiques et c’est ici que réside l’avantage de profiter de BR plus léger et robuste.

2.2.4. Utilisation des bétons de résine pour le revêtement des chaussés et planchers :

Les planchers dans les établissements industriels sont constamment exposés à des actions mécaniques permanentes exercées par les engins de transport, les vibrations, les


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impacts, l’abrasion, l’action des agents chimiques (acides, alcalins, graisse, huile et sels) affectant ainsi la qualité de surface ce qui peut engendrer l’endommagement des surfaces non protégées mettant ainsi la santé des travailleurs en danger et influant négativement sur l’état des machines [45].

Dans les régions à grande variation de température, l’eau pénétrante dans le béton gel et gonfle ce qui engendrent des contraintes menant à la fracture du béton. De même pour les chaussés, le mouvement intensifs des véhicules lourdes essentiellement réduit énormément le freinage à temps et cause l’usure de la surface du béton et par la suite l’augmentation des accidents routiers [22]. Les investigations basées sur des essais en laboratoires et in-situ pour une période de 10 ans ont démontré l’efficacité de cette technique si la résine est bien choisie.

Un exemple très connu témoignant du sucées quant à l’utilisation du BR pour la protection des surfaces des chaussées est la réparation du pont de Brooklyn à New York. Le revêtement peut supporter la totalité de la charge du trafic après 4 heures de son étalement et la circulation sur le pont n’est pas complètement interrompue puisque le travail est fait voie par voie [16].

2.2.5. Utilisation des bétons de résine dans l’industrie:

Le BR est fortement recommandé dans la construction des usines chimiques et dans la fabrication des équipements miniers (électrolytiques, réservoirs, puits, etc.). Des étais et des traverses de liaison en BR sont fabriqués et utilisés pour la première en ex-URSS vers 1959. Prés de 10 km de chantier minier sont supportés par ces étais creux (pour alléger la structure) dans les mines du bassin de Donetsk [23].

L’introduction des éléments porteurs en BR renforcés supportant les bains électrolytiques a aidé à dépasser les matériaux réfractaires garnis jugés chers et défectueux, à réduire les frais de construction, à améliorer la protection contre l’électro-corrosion, à réduire la main d’œuvre en production par 3, à augmenter la durée de vie en service 5 fois et à réaliser une économie annuelle importante.

Des conteneurs en BR renforcés sont utilisés avec succès pendant plusieurs années par le groupe Saligorsk Potassium poubelles au lieu des anciens en acier qui corrodent entre 6 et 10 mois et deviennent inutilisables.

Des isolateurs en porcelaine montrent des défaillances à 235 KV alors que ceux des BR résistent jusqu’à 250 KV (le coût estimatif d'un isolateur en BR est moins que la moitié du coût de celui en porcelaine [48]). Des super-isolateurs, des supports et des regards de visite ont été confectionnés aux USA, ex-URSS, et Japon en utilisant le BR.

Une application du BR dans le secteur industriel est la fabrication des base pour des tours, des rectifieuses, des fraiseuses et des perceuses (Emag-Index, Elb-Shlif, SKF-Kalle, Burkhat-Weber) grâce à la qualité anti-vibrations meilleure de 6 à 10 fois que


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celle du fer, à la stabilité à l’eau et lubrifiants, à la technologie facile de sa production et à la faible conductivité thermique par rapport à l’acier [23].

2.2.6. Utilisation des bétons de résine comme isolant phonique :

Pour produire des systèmes d’isolation phonique (écrans phoniques en autoroutes), le produit doit avoir une bonne résistance mécanique surtout sous l’action des vents intenses et une résistance à l’humidité, aux gaz d’échappement, aux huiles et aux antigels. Il est connu que le BR satisfait tous ces exigences contrairement à plusieurs matériaux. Des renforts comme le verre et le caoutchouc, autres que minéraux (usuels), considérés comme des déchets peuvent être utilisés.

2.2.7. Utilisation des bétons de résine dans le site d’enfouissement des déchets toxiques et radioactifs :

Un important problème se pose à l'industrie nucléaire exponentiellement croissante est le rejet sûre des déchets des produit de fission. L'approche techniquement et économiquement raisonnable adoptée par la commission d'énergie atomique américaine (AEC) est l’immobilisation (ex. la technologie de confinement) des produits fissibles et de fission dans un matériau durable à long terme. Ces déchets radioactifs exigeant un stockage à longue durée se présentent sous forme de sels solubles, solution aqueuse (nitrates), oxydes, verres et équipements de production contaminés. Ils doivent être stockés pendant une période de 1000 ans avant qu’ils puissent être considérés comme biologiquement saints [47].

Le BR grâce au durcissement rapide, à la faible perméabilité, à la haute résistance mécanique (2 ou 3 fois plus grande que celle du béton conventionnel [39]) et à la corrosive et aux agents chimiques rend l'utilisation d’un tel matériau favorable pour l'usage dans la gestion de déchets dangereux ([16], [40]) et les applications récentes ont montré des résultats prometteurs. En effet Quelques formulations ont montré une stabilité aux radiations de 1010 rads ce qui est équivalent à la totalité de la dose prévue pour 1000 ans d'exposition : le BR peut assurer longévité et résistance désirés [47].

Le risque résiduel des déchets non traités est alors considérablement réduit une fois confinés dans espace limité par une barrière avec un couvercle étanche au-dessus (peut être également composé en béton de résine) [39].

Comparé aux polymères, les BR sont rentables puisque seulement 20 à 25% (par le volume) du polymère est employé dans le béton composite [46] et comparé au béton cimentaire, le BR est plus résistant et plus durable [45].

2.2.8. Utilisation des bétons de résine en géothermie:

La disponibilité des matériaux de construction durables et économiques pour manipuler la saumure et la vapeur chaude, à des températures atteignant 260°C, est un sérieux


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problème dans le développement de l'énergie géothermique. Les saumures produites en géothermie sont généralement caractérisés par des teneurs en sel élevées, des faibles PH, de dioxyde de carbone et de l’hydrogène sulfuré dissous et des quantités de sulfate de calcium, de carbonate de calcium et de silice. Ces composés dissous dans l'eau à des températures élevées, rendent la saumure très corrosive à beaucoup de matériaux de construction ce qui affecte la durée de vie des usines géothermiques et la quantité d’énergie produite.

Des bénéfices importants sont enregistrés en remplaçant l’usage des conduites en acier inoxydable, tantale et des alliages Hastelloy par des conduites en BR ([49], [50] [51], [52]). Comme conséquence de cette économie quant aux frais des usines, le prix du courant électrique fourni est réduit de 9,7% ([21], [4], [53]).

3. État de l’art

Depuis l'apparition des BR, plusieurs études ont été menées sur l’optimisation leurs formulations par la diminution du pourcentage du polymère tout en gardant des propriétés physiques et des résistances mécaniques convenables, sur la durabilité et le comportement de ces bétons après exposition à des agents chimiques ou à des sollicitations de type thermique (hautes températures). La ténacité et le phénomène de propagation de fissures dans le matériau béton de résine ont fait aussi l’objet d’un important nombre d’études. Certains de ces études seront exposées dans le but de positionner la présente thèse par rapport à l’état de l’art

3.1. Optimisation de la formulation

Pour améliorer les propriétés physiques et mécaniques et la durabilité des bétons de résine renforcés ou non tout en satisfaisant les exigences économiques qui se rapporte au coût du produit fini, plusieurs chercheurs se sont intéressés à l’optimisation de la formulation du BR par la diminution de la fraction massique de la résine et/ou par le remplacement ou l’ajout d’une partie du squelette granulaire par d’autres composantes conférant aux béton des qualités meilleures ou dans le cas extrême garder des propriétés physiques et mécaniques acceptables tout en abaissant le prix du matériau. Les méthodes et moyens utilisés par les chercheurs sont dans la plupart des cas purement expérimentale. D’autres méthodes basées sur la discipline des statistiques enregistrent aussi leurs présences dans les travaux d’optimisation.

Andries cité par M.S . Helal [54] montre dans une étude que la combinaison optimale entre le furfural (F), le furfural-acétone (FA) et des sables fins est donnée pour des proportions 1 :6 (≈16%) de monomère-sable et 1 :7 de F-FA. La résistance en compression à 28 jours est de 75,80 MPa et la résistance à la flexion est de 12,84 MPa.

En Brésil par exemple, le développement des BR reste restreint à cause du prix de ces matériaux et de la connaissance limitée des propriétés et des méthodes de production


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comparés aux matériaux de construction conventionnels. Gorninski et al. ([55], [56]) ont étudié l’influence de type de résine polyester iso-phtalique et ortho-phtalique (en fraction massique de 12% et 13% respectivement) réticulés avec du styrène et de la quantité des cendres volantes (CV), des sous produits industrielles jugés disponible et bon marché sur les résistances mécaniques. Les résultats montrent que la quantité de cendre volante introduite (12%, 16% et 20% de la masse granulaire) et la nature du pré-polymère affecte les résistances mécaniques et la rigidité des BR. La résine iso-phtalique l’emporte légèrement sur l’ortho-phtalique de point de vue mécanique mais cette dernière est la moins chère. Au delà de 16%, les CV n’améliorent pas significativement les propriétés mécaniques des BR (Figure 1.8). Le béton Portland possède une résistance à la flexion qui équivaut habituellement à 10% de la résistance en compression, alors que le BR enregistre une valeur de 22.2 à 25%.

Figure 1.8 : Effet de la nature de résine et du pourcentage des CV sur les résistances [55]

Dans une étude antérieure Gorninski [57], a abordé le problème de l’optimisation du BR de point de vue économique. La composition optimale pour la résine polyester iso-phtalique et ortho-phtalique, 12% et 13% en fraction massique respectivement, est choisie sur la base d’un facteur résistance/coût, de l’absorption du BR dans des milieux saturés en agents chimiques et sur la base de l’ouvrabilité du mélange à l’état frais (Tableau1.7).

En divisant la résistance du béton polymère par son coût, on obtient un facteur qui indique la relation bénéfice/coût. Plus ce facteur est grand, plus le dernier rapport est important.

Vipulanandran el al. ([58], [59]) se sont intéressés à des BR à matrice polyester et époxyde. En variant la quantité de résine entre 10 et 20%, les valeurs des propriétés mécaniques (résistances et module d’Young) augment en fonction de la quantité de résine introduite jusqu’à atteindre un maximum où elles commencent alors soit à décroitre, soit à se stabiliser (Figure 1.9). Les auteurs définissent la quantité optimale de résine, comprise entre 14 et 16%, comme étant la quantité minimale pour laquelle les propriétés sont maximums.

Résistance en compression (MPa) Typ

e de

rés

ine-

Pou

rcen

tage

s de

CV

Résistance en flexion (MPa)


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Tableau1.7 Variation de la résistance et du coût du BR en fonction du pourcentage de résine [57]

Dans cette même étude, Vipulanandran el al. [58] prouvent que le procédé de fabrication peut influencer les propriétés mécaniques. En effet, le procédé par compactage donne des propriétés mécaniques meilleures (de 50%) par rapport à la méthode de vibration.

Figure 1.9 : Résistances en Fonction de la quantité de polymère [58]

Muthukumur et al. ([60], [61]) ont essayé d’optimiser les propriétés mécaniques et la formulation du BR par le biais des méthodes statistiques dont les variables ou entrées sont les quantités des constituants du BR c'est-à-dire la résine furane X1 (5 types), le gravier X2 optimisé par une méthode d’empilement à partir d’un mélange ternaire et les

Pourcentage de résine (%)

Coût de 1Kg de béton résine(R$)

Résistance en compression (MPa)

Facteur résistance/coût

I-10 0,546 71,40 130,76 I-11 0,596 77,50 130,03 I-12 0,646 82,50 127,71 I-13 0,686 86,39 125,93 I-14 0,736 91,00 123,64 I-15 0,786 93,25 118,63 I-16 0,826 94,00 113,80 I-17 0,866 96,00 110,85 I-18 0,916 94,57 103,24 O-10 0,316 66,00 208,86 O-11 0,339 74,00 218,29 O-12 0,366 78,50 214,48 O-13 0,396 89,90 227,02 O-14 0,419 87,50 208,83 O-15 0,446 91,21 204,50 O-16 0,470 94,50 201,06 O-17 0,494 98,00 198,38 O-18 0,516 94,96 184,03


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micro-fillers de silice X3 (Figure 1.10). Le BR visé doit avoir une bonne ouvrabilité et une compacité la plus élevée [62].

Figure 1.10: Effet des variables sur la résistance en compression pour un BR de résine [60]

La résine variante entre 7.5% et 15% présente un optimum à 9,375% conférant au BR une ouvrabilité suffisante pour beaucoup d’applications mais le pourcentage optimum adopté est 8,5% s’agissant de la valeur minimale de l’intervalle où il ya absence du risque de ségrégation. Les valeurs de l’intervalle 8.5-12% sont acceptables pour la confection d’un BR pour les travaux de préfabrication.

Pendant les dernières années, beaucoup d'études ([45], [63], [64], [65], [66], [67], [68], [69], [70], [71], [72]) se sont intéressées à l’utilisation de résine provenant du recyclage des bouteilles en plastique PET (polyéthylène téréphtalate) pour la fabrication du béton de résine. Ces tentatives visent en premier lieu à préserver l'environnement par l’élimination d’une partie des déchets et la réduction de l'exploitation excessive des ressources minérales naturelles et en deuxième lieu à abaisser le coût de production des bétons de résine où les matières premières principales sont à l’origine des déchets c'est-à-dire presque gratuits si on ne tient pas compte des frais de transformation.

Dans le même esprit pour la production de matériaux "écolos" et légers en même temps, Reis et Nóvoa et al. ([73], [74]) ont tenté d’introduire des déchets de textiles et du liège dans la composition du BR époxydique. Il a été montré que les granulés ou fibres ajoutés influence négativement sur le module d’élasticité et sur les résistances mécaniques surtout en compression qu’en flexion. L’augmentation de la quantité de résine de 10 à 12% donne un BR 25% plus résistant avec la présence de textiles et la même tendance est enregistrée en présence de liège. En dépit d’une chute des résistances mécaniques, le rapport résistances en flexion/compression est remarquablement élevé par rapport à celui du BHC.

Jo et al. [45], ont testé l’influence des résines PI (9,13 et 17%) et des granulats recyclés (0%, 30%, 50%, 70% et 100%) sur les propriétés mécaniques et la texture du BR. Comme résultats de cette étude, les auteurs estiment que la quantité de résine optimale est comprise entre 13 et 17%, que la texture du BR s’améliorent avec l’ajout de résine et


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qu’une réduction prévue de résistances est observée en augmentant la quantité des granulats recyclés à cause de la faible adhérence entre la résine et le mortier collé aux agrégats recyclés.

Basés sur les mesures de résistance en compression, Tawfik et al. [71] affirment que la composition optimale massique du BR fabriqué à partir de résine recyclée à partir de PET et des déchets de marbres et de basalte est comme suit : 60% de PI, 40% styrène, 2% de MEKP comme initiateur et 0.5% de naphthénate de cobalt comme accélérateur. L’optimisation du squelette granulaire donne un BR ayant des résistances en compression les plus élevés pour les fractions massiques suivantes : 30% de la poudre de marbre (Ø>0.1 cm): 30% de basalte (0.5–1.0 cm) et 40% de marbre (0.1–0.5 cm). Le BR obtenu est à durcissement rapide et possède des propriétés physiques acceptables, une bonne intégrité mécanique et des bonnes caractéristiques chimiques.

Rebeiz et al. ont étudié les propriétés mécaniques des BR à base de résines polyester insaturées issues de recyclage des plastique (bouteilles en plastique de boisson). L'auteur a rapporté que des résines utilisant le PET (polyéthylène téréphtalate) recyclé offrent la possibilité d’avoir des matériaux à prix réduits. Plus tard, ces auteurs ont appliqués la même idée pour la préparation du mortier de polymère (PM) utilisant les résines insaturées de polyester basées sur l'éthylène téréphtalate et le plastique réutilisés. Le travail de ces auteurs a pu contribuer au développement de la technologie de béton/mortier de polymère et également à la résolution du problème écologique lié à la gestion des déchets et des articles en plastique utilisés.

Rebeiz ([66], [68]) a formulé un béton optimal a base de polyester insaturé issu du recyclage du PET avec 10% de résine, 45% de gros agrégats étuvés, 32% de sables secs et 13% de CV séchées aussi. Cette optimisation a été en tenant compte des caractéristiques ouvrabilité et résistances mécaniques. L'utilisation des CV a considérablement amélioré l’ouvrabilité du mélange frais du BR et les particules fines et sphériques des CV améliorent la cohésion du BR. De plus l'amélioration de la distribution granulaire par l’ajout des CV conduit à l’obtention d’un matériau dur et à propriétés mécaniques améliorées. Certes, un rapport élevé d'agrégat-résine est non seulement important pour l'économie puisque moins de résine implique un BR moins cher, mais elle améliore également la stabilité dimensionnelle et la résistance aux flammes du BR.

Dans d’autres études de Rebeiz cité par Haidar [75], on pu montrer que l’ajout de 15% de CV au mélange comportant de résine à proportion de 10% en masse améliore les résistances mécaniques et la rigidité des BR.

L’influence du pourcentage de PET recyclé dans les résines a été étudiée (d'une basse concentration de 15% à une forte concentration de 40%) donnant ainsi une panoplie de résines allant des rigides (avec un haut module, une la basse élongation à la rupture


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convenables pour la préfabrication) aux flexibles ayant un bas module une élongation élevée convenables pour des applications de revêtements particulièrement dans les situations comportant des grandes variations thermiques [67]. De variations importantes des propriétés ont été obtenues grâce aux différents rapports agrégats-résine et aux différents types de résines employés [65]. Ces propriétés prouvent qu’un BR de très bonnes propriétés mécaniques et de durabilité en utilisant les PI à base de PET recyclé et de cendres volantes peut être fabriqué.

Maksimov et al. [76] ont étudié la composition d’un béton de résine formé de PI, de graviers granitiques concassés, de sables et de fillers calcaires en procédant à une optimisation sur deux étapes. La première purement expérimentale consiste à déterminer le volume de mortier (sable+fillers+résine) nécessaire pour combler les vides entre les grains de granite. Dans la deuxième étape, une correction est faite sur la composition de la première en pour permettre une mise en place facile du BR. Le pourcentage de résine optimal est égal à 9.8% du poids total du BR (20% en volume).L’analyse de la variation de module d’young et du coefficient de poisson en fonction de la contrainte en compression montre que le BR résiste jusqu’à 0,7 à 0,75 de la contrainte maximale avant que des signes d’endommagement n’apparaissent et que le diagramme σ-ε en flexion et en compression sont quasi linéaires. Une comparaison entre les résistances des éprouvettes prismatiques et cylindriques en compression donne un rapport de 0,85 différent de celui des BHP égale à 0,7. Par le biais des essais de fluage-recouvrance et de fluage par paliers multiples, les auteurs estiment que le BR a un comportement viscoélastique et présente un fluage considérable même à des niveaux de contraintes relativement faibles.

Alzaydi et al. [77] ont optimisé un béton à base de résine d’urée-formaldéhyde en adoptant quatre pourcentages massiques à savoir 6%, 8%, 10% et 13,3%. Ils ont noté que la température et le temps de traitement influencent la résistance en compression dont la valeur maximale est enregistrée pour le BR à 8% de résine traité à 110 °C. Ils considèrent que la hausse rapide puis la diminution plus lente de la résistance avec le temps est comme une somme algébrique de plusieurs facteurs qui interviennent simultanément ; la formation des liaisons chimiques supplémentaires sur une période prolongée en plus d’un rétrécissement de d’urée-formaldéhyde lors de la polymérisation ce qui peut engendrer une rupture localisée du film de polymère encapsulant la deuxième phase. Pour une quantité de liant équivalent, types d’’agrégats et rapport agrégats grossiers/fins identiques, le BR affiche une supériorité très nette sur le béton cimentaire en terme de résistance en compression.

Dans une étude comparative entre le BR et l’acier, Sezan [78] montre expérimentalement que la qualité anti-vibration du BR à base de 20% polyester et de grains quartz est de 5à 7 fois meilleure que celle de l’acier. Cette qualité est assurée par le BR pour une large gamme de fréquences alors que l’efficacité de l’acier est maintenu


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juste pour une petite étendue de fréquences comme le montre Cortés et al. [79]. Le BR est donc un matériau très convenable pour la fabrication des socles anti-vibrations (amortissement) pour des machines-outils.

Abdel-Fattah et al ([40], [80]) ont formule des BR (2 types d’époxyde et un PI). Trois fractions massiques ont été adoptées (9,12 et 15) et les granulats sont constitués par du sable et des graviers de diamètre mm7,12d max ≤ . Ils concluent que 12% est le pourcentage de liant qui conduit aux résistances mécaniques les plus élevées et que le type de résine a une influence remarquable sur les propriétés mécanique du produit final qui présente un comportement fragile quand la charge maximale est atteinte avec une relation charge-déformation linéaire.

L'addition des fibres de verre (1, 2, 3%) augmente la résistance, rigidité et ténacité du BR polyester système. Le traitement des fibres de verre avec du silane augmente d’avantage la résistance et la rigidité et en absence de silane le mécanisme de rupture de la fibre est l’arrachement. L’augmentation des propriétés du BR renforcé sont proportionnelles à la fraction volumique des fibres ([58], [59]).

L’étude menée par Varughese et al. [81] concernant l’influence des fillers CV, révèle que le remplacent du sable fin par des CV (jusqu’à 75%) améliore propriétés mécaniques et de résistance à la pénétration d’eau et qu’un excès de CV engendre des baisses significatives des ces caractéristiques pour le BR à base de polyester.

Une étude menée par Soh et al [82] confirment ces résultats. En effet, l’auteur prouve qu’indépendamment du type des fillers (carbonate de calcium et CV), le maximum de résistance en compression du BR à base de polyester insaturée est atteint pour une teneur en fines de 50%. La résistance à la flexion est presque constante pour l’intervalle 30-60% et puis elle diminue nettement avec la teneur en fillers de 70%. En traction directe et indirecte, la teneur optimale en CV est estimée à 40% et 50% respectivement. Pour tirer profit de ces fillers pour toutes les résistances mécaniques, la teneur en fillers adoptée par l’auteur est limitée à 60%

Ces constats sont en parfaite concordance aussi avec les résultats trouvé par Harja et al. ([83], [84]) pour un BR à matrice époxydique. En effet l’ajout des CV améliore les propriétés mécaniques. L’ajout de résine est jugé bénéfique entre 12,4-15,6% et pour des valeurs supérieures, l’effet est négligeable. Les quantités de résine adoptées varient entre 12,4 et 18,8 %, des quantités imposées par la viscosité du mélange et du prix du BR. Par ailleurs, la résistance à la traction par fendage est augmentée en fonction de la quantité de résine introduite et pour des pourcentages plus faibles, la baisse de traction peut être recomposée par l’ajout des fillers CV.

Kim et al. [85] ont exploré l’effet de la variation des quantités des composants d’un BR résine sur les propriétés thermiques et mécaniques. L’augmentation du pourcentage de la résine entre 5 et 10 % permet une hausse des résistances en compression et en flexion,


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la chaleur spécifique et le coefficient de dilation thermique du BR égale à celui de l’acier pour une quantité de résine de 7,5%. Un pourcentage de 50% des cailloux (granulats de dimensions 3,35 mm jusqu’à 25,4 mm) par rapport à la quantité de sable est recommandée pour la fabrication des socles pour des machines de précision grâce à l’amélioration des différentes caractéristiques et particulièrement le facteur de compactage et le facteur d’anti-vibrations qui vaut 30 fois celui de l’acier pour la quantité optimale de résine (7,5% de la masse du BR).

Czarnecki et al. [86] testent 8 formulations de BR à base de matrice époxyde et polyester. Le squelette granulaire est formé de granites, de basaltes, de quartz naturel ou concassé (Dmax est égale à 2mm, 4mm ou 8mm) et de fumé de silice. Les auteurs confirment qu’il est possible de prédire par un modèle basé sur une fonction quadratique les propriétés mécaniques du BR. Il a été noté que des coefficients de corrélation élevés (supérieures à 0,85 et le plus souvent à 0.9) sont obtenus et que l’ajout de fumée de silice améliore seulement la résistance en flexion du BR polyester. Pour le BR à base d’époxyde les rapports renforts/résine optimaux pour les différentes natures de granulats sont donnés dans le Tableau1.8.

D’après les auteurs, on peut rendre un BR époxydique classe ininflammable selon les normes Polonaises de classement de réaction et de résistance au feu en combinant des composantes multifonctions (le mélange optimal est : 40% de silane 1100 (SiH4), 30% d’aluminosilicate de sodium hydraté (Na2O-Al2O3-SiO2-nH2O) et 30% de tétraborate de sodium (Na2B4O7 + 10 H2O)).

Tableau1.8: Rapports renforts/résine optimaux pour différentes compositions [86]

L’influence de la distribution granulaire des granulats quartz sur le BR époxydique et polyester est étudiée par Ergun et al. [87]. Les courbes granulométriques testés sont au nombre de sept comme montrées par la Figure 1.11 et les pourcentages acceptables de résines 16, 18, 20, 22, 24, 26, et 28% pour la résine polyester et 14.3%, 18%, et 22% pour la résine époxydique.

Les résistances en compression les plus élevées sont données pour un taux de résine-renforts 18-82% et pour les courbes VI et IV suivi des courbes V, III, VII, II, I. De part et d’autre de la zone idéale centrée en V, une réduction de la résistance est remarquée. Pour des les taux de résine de bas et de haut (14,3% et 22%), la même allure des résistances que pour le pourcentage optimum est notée.

Nature de granulats Flexion Compression Module d’’Young Densité

Basalte 8 8.25 13 11 Granite 9.25 8.75 10.5 -

Quartz concassé 8.75 - 9.25 13 Quartz naturel 8.75 8 12.25 11.5


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Figure 1.11 : Courbes granulométriques de conception [87]

Par comparaison avec le BR époxydique, le BR à base de polyester présente un optimum de résine pour la même étendue (entre 16 et 20%), dite zone économique. Par contre le centre de la zone idéale des courbes granulométriques devient III (pareil au béton de ciment ordinaire) au lieu de V pour l’autre type de liant. Au delà du 20%, la quantité de résine ajoutée est jugée excessive et donc non rentable.

Les travaux de Choi et al. [88] sur des BR à base de 18% de polystyrène expansé, deux sables à de granulométries différentes et des fillers calcaires, consistent à l’étude de l’effet du dosage en triacrylate de trimethylolpropane (TMPTA) utilisé comme agent de réticulation et de couplage sur la durée pratique d’utilisation, la température exothermique de réaction, le retrait et les propriétés mécaniques des BR. Il en ressort que le dosage optimal en TMPTA diffère selon la propriété recherchée. En effet, l’augmentation de ce dosage conduit à l’amélioration de la résistance en compression au détriment de la durée pratique d’utilisation, de la résistance en flexion, du retrait et de la température de réaction qui augmente. Une expansion pendant la première phase de réticulation est suivie d’un retrait important, accompagné d’un fort dégagement de chaleur et remarquable au-delà du pic exothermique variant en fonction du dosage de TMPTA. Les mêmes résultats sont obtenus pour un BR à matrice MMA et PI agent de réticulation [89]. En plus les propriétés mécaniques les plus élevées sont obtenues pour un ajout de 5% de PI (les quantités testés sont 0, 3, 5 et 10%). Ces propriétés chutes en fonction de la température d’exposition (0, 30 et 50%). Le même constat (retrait précédé d’un gonflement) a été mis en évidence par Rebeiz aussi [66].

Ribeiro et al. [90] ont étudié des BR à base de résine polyester et époxyde tout en analysant l’effet de la propreté des charges, de la quantité de résine. Ils concluent que les propriétés mécaniques à la flexion de BR polyester sont plus sensibles à la quantité de résine ajoutée que les BR époxyde ; une augmentation de 17% à 20% de la résine permet une hausse de la résistance en flexion de 56% et 10 pour le polyester et l’époxyde respectivement avec des résistances meilleures pour le BR à base d’époxyde quelque soit la proportion de résine. L’ajoute de carbonate de calcium à deux types de charges montre que celui avec la surface spécifique la plus faible est moins sensible à cette addition et a un besoin en résine plus faible que l’autre charge.

Ouverture des tamis (mm)

Pass

ant (

%)

Courbes granulométriques


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Une comparaison entre deux BR à base de polyester d’époxyde (12% de résine) a été menée par Mani et al. [91]. L’utilisation d’un agent de couplage, le silane, améliore les propriétés de ces BR; la résistance en compression augmente de 30% et 36% pour le BR polyester et époxyde respectivement. Les résistances aux chocs, à la traction indirecte et à la flexion des BR sont également améliorées avec effet plus prononcé pour le BR à base d’époxyde. L’addition des micro-fillers de carbonate de calcium améliore aussi les propriétés considérées. Les auteurs notent que le BR polyester avec ajout de silane et de micro-fillers peuvent avoir des valeurs voisines à celles du BR époxyde sans silane. Ces résultats (amélioration des propriétés mécaniques) ont été démontrés aussi par Chmielewska et al. [92] pour un BR à base de vinyle-ester. En plus la viscosité du mélange diminue jusqu’à 70%. Toutefois, l’ajout de silane engendre une diminution de la température de transition vitreuse de la résine, affecte le processus de durcissement et augmente la fragilité du BR lorsque le silane est ajouté directement à la résine. Le traitement éventuel des granulats par cet agent donne un BR moins fragile que s’il ajouté à la résine directement.

D’après cette étude bibliographique concernant l’optimisation de la phase liant du BR, nous constatons que la fraction massique optimale de la matrice organique dépend énormément du type de liant lui-même (époxyde, polyester, furane, …), des chargés utilisées (nature minéralogique, étendue granulaire, diamètre maximal) et des caractéristiques physiques et mécaniques recherchées (Tableau 1.9).

Cependant, nous remarquons bien l’existence d’un intervalle où il est possible d’allier les caractéristiques physiques avec les paramètres ouvrabilité et coût du BR. Cette plage est comprise entre 10 et 16% en masse de liant par rapport à la masse totale du béton de résine. Il reste à signaler que les caractéristiques surtout mécaniques des bétons de résine dépassent de loin celles du béton hydraulique ordinaire et elles sont au voisinage ou supérieures à celles d’un béton hydraulique de haute performance. Ceci, plus les autres qualités remarquables, rend le BR un matériau de construction attirant malgré un coût encore élevé de la matière première de base pour la confection des BR (résine) par comparaison aux liants traditionnels comme les ciments.


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Tableau1.9: Variation des caractéristiques physiques et mécaniques des bétons résineux.

d : directe, f : fendage, F.S : Fumé de Silice

Fraction en polymère (%) Granulats (%)

Fraction optimale en

liant (%)

Résistance à la compression

(MPa)

Résistance à la flexion

(MPa)

Module d’élasticité

(GPa)

Traction (MPa)

Références

17- 20 Polyester 17 19.5 à 32.8 17- 20 Époxyde

Sable 20

29.2 à 38.7

[90]

10 à 20 Polyester 80 à 90 Sable 14 à 16 22 à 45 8.7 à 18.9 3.8 à 7.7 [58] 9 -12 -15

Époxyde I

12

36-38-22

12 à 42

1.5 à 2.7 Époxyde II 15 63-72-64 40 à 78 3.2 à 5

PI

61 Ф=9,5mm 39 Ф=12,7mm

15 55-72-63 22 à 62 2 .5 à 3.7

[40] [80]

10 à 18 Époxyde Sable 82 à 90 14 11 à 24 4 à 7 [59]

10 Polyester 32 Sable 45 Ф= 10mm 10 42 à 105 15 à 25 5.9 à 26.6 [65]

20-25 Époxyde Sable 75 à 80 Liége :0 à 45 20 22.47 à 67.81 14.18 à 37.37 5.12 à 12.60 [11]

9,8 Polyester 58 Granite 21 Sable

10,4 calcaire 9,8 108 20,8 30.6 [76]

16.6-20 Époxyde sable 16.6 à 20 40 à 50 75 à 80 20 [93] 14.3-18-22 Époxyde 18 40-95

16-18-20-22-24-26-28 Polyester

18 15-64

[87]

15 Époxyde

15 76.87 32.26 9.92f [54]

10-15-20 100-150-200 silice

15* 20** 128,9* 22.5* 16,2d ** [80]

12 iso-phtalique 87 .16 22.23 24,66-30,37

13 ortho-phtalique

Sable Ф=4.8mm 8-12-16-20 CV 16 CV

85.7 19.77 23,71-28,95

[55] [56]

10 à 18 iso-phtalique 12 71,40 à 96,00

ortho-phtalique Sable Ф=4.8mm

13 66,00 à 98,00 [57]

6-8-10-13,3 urée-formaldéhyde

Sable Gravier 8 25 à 37 [77]

12,4 à 18,8 Époxyde

37.4 à 43.8 de 0/4 37.4 à 43.8 de 4/8

6.4 à 12.8 F.S 12,4 à 15,6 43.47 à 64.08 12.42 à 16.62 5.70 à 7.66 f [83] [84]

8 à 13 Granulat/Époxyde

G/E 8 à 12.25 99.7 à 112.6 34.6 à 36.9 40 à 54 .6

6 à 10 Granulat/polyester

Ф=2-4-8 mm Basalte-Granite- Quartz concassé-

Quartz naturel G/P 6 à 9.8 16 à 96.4 6.8 à 32 34.5 36

[86]

9,13-17 Polyester

0-30-50-70-100 granulats recyclés 13 à17 36.87 à 61.39 18.14 à

22.85 14-24 7.45 à 8.43 f [45]

7.5 à 15 Furane 75 à 87.5 granulats Micro filler : 5 à 15 9,375 63,35 à 82,67 20.39 à

26.08 10.8 à 14.02 d9.90 à 13.33 f

[60] [61]


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3.2. Comportement mécanique à température ambiante et à hautes températures

L’étude de l’influence de la température sur le comportement mécanique des bétons et mortiers résineux est d’une importance cruciale. Ceci est expliqué par le faite que ces matériaux, pendant leurs durées de service, sont exposés à des sollicitations thermiques qui peuvent engendrer la rupture (Figure 1.12) de la matrice résine, le composant le plus sensible aux températures élevées. Une autre raison favorisant l’étude de l’effet de la température élevée sur les bétons résineux est l’utilisation des ces matériaux comme des matériaux de réparation des ouvrages en béton ordinaire. Ce dernier, à matrice cimentaire, résiste bien aux températures élevées et possède un coefficient de dilatation thermique faible en le comparant au béton à matrice résine. Cette différence de comportement vis-à-vis la haute température affaibli la liaison à l’interface BR-BHC.

Figure 1.12 : Phénomènes dus aux effets de températures élevées dans les composites [94]

Dans une étude complémentaire à celle d’Abdel-Fattah et al [40], El-Hawary et al. [80] ont formulés des BR qui sont sollicités en compression et en traction pour des températures allant de 20 à 200°C. Ils concluent que les propriétés mécaniques de ces bétons résineux varient selon le type de résine utilisé et que ces caractéristiques en plus de la rigidité augmentent en générale avec la température d’exposition. Cette augmentation est le résultat d’un couplage de deux phénomènes; une augmentation due au durcissement de la résine grâce aux cycles de chauffage-refroidissement et une diminution due à la perte de résistance et à la détérioration du BR. Ces deux facteurs réduisent l’effet de température sur le BR.

Phénomènes dus aux effets de températures élevées dans les composites

Phénomènes dans le matériau composite

Phénomènes dans les structures des composites

Apparition de retrait et des fissures

Augmentation importante de la pression de gaz dans

les pores Diminution de densité

MécaniquesPhysiques (chaleur)

Perte de stabilité

Apparition des grandes contraintes transversales

Porosité secondaire

Caractère non monotone chaleur-conductivité

Augmentation de la perméabilité aux gaz Augmentation de la

perméabilité aux gaz

Changements des propriétés élastiques et des résistances dans la

direction transversale et dans les propriétés den cisaillement selon la température et la durée du chauffage

Caractère non monotone l’expansion de la chaleur,

apparition de retrait

Changements des propriétés élastiques et des résistances des composites dans

la direction de renforcement


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Vipulanandran el al. ([58], [59]) ont trouvé que l’effet de la température sur les propriétés mécaniques en flexion du BR optimum jusqu’à 110°C bien qu’appréciable est peu important, qu’il est d’autant plus significatif que le taux de résine est faible (Tableau1.10) et que les propriétés mécaniques à la flexion (résistances, comportement, rigidité) sont plus sensibles à l’exposition aux moyennes températures que celles à la compression. Cette température maximale (110°C) est choisie sur la base de la température de transition vitreuse (entre 125 et 150°C) des BR et les échantillons sont exposés pendant 3h.

D’après les auteurs, la propriété de cohésion du polymère n'est pas la seule la propriété qui régit le comportement du BR et par conséquent des propriétés adhésives doivent être considérées pour une meilleure caractérisation du comportement des BR.

Par l’intermédiaire des modèles, les auteurs ont pu montrer qu’il est possible de prédire les propriétés mécaniques en flexion pour le BR optimum, à excès de résine et à excès de granulats.

Tableau1.10: Effets de température sur les propriétés en flexion des BR et résine pure [58]

Le comportement de l'époxyde et du polyester en flexion à la température ambiante est fragile et chacun d’eux montrent des courbes contrainte-déformation linéaires. Avec l'augmentation de la température, les relations deviennent non linéaires et le comportement devient ductile [95]. De plus, les propriétés mécaniques de l'époxyde sont plus sensibles aux températures que celles du polyester.

Les BR, comme pour les BHC qui se caractérisent par des propriétés mécaniques (résistance et module d’young) en flexion et traction relativement basses comparées à celles en compression, possèdent un comportement viscoélastique attribué aux propriétés viscoélastiques des résines sensibles aux effets temps-températures ([66], [76], [96], [97], [98]). Ce phénomène représente un frein quant à leur développement en tant que matériaux de structure durables. En plus, il a été remarqué que les BR sont

Variation des propriétés par rapport à 22°C (%)

Résistance à la flexion Module en flexion Quantité massique de résine (%)

22°C( MPa) 80°C 110°C 22°C( MPa) 80°C 110°C

14 (compacté) 18.9 - 10 - 21 7.7 -29 - 38

14 (vibré) 12.3 - 7 - 13 5.4 -21 - 40

18 (vibré) 11.9 - 6 - 20 4.8 - 25 - 37

10 (vibré) 8.7 -21 - 41 3.8 - 19 - 44

100 89.4 - 18 - 31 3.2 - 35 - 41


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extrêmement sensible aux déformations différées qui sont plus importantes que celles enregistrées pour les BHC. Les auteurs montrent qu’en dépit d’une réponse quasi-linéaire [99] du BR sous chargements monotones de flexion et de compression (comparable à celle du BHC pour un taux de chargement inférieur à 50%) un fluage considérable apparait à des niveaux de contraintes relativement faibles (Figure 1.13).

Des échantillons exposés pendant les 3 h (pour homogénéisation de la température) aux températures de 40, 60, 80, 120, 140 et 160°C [96], affichent des réductions de résistances en compression et en flexion de 10% pour les températures dépassant 60°C . Par l’exposition des BR à des cycles de températures entre 120-130°C avec et sans humidité, les auteurs [100] ont pu conclure que les cycles (4heures/jour) n’ont pas influencé négativement les résistances mécaniques ce qui est normale dans ce que cas où les températures sont presque 15% supérieures que la température de transition vitreuse de la résine alors qu’une importante perte de masse (75%) est enregistrée après 17 cycles. Pour des températures de 85°C en présence d’eau, les BR perdent significativement en termes de résistance en compression (18,2%) et en flexion après 17 cycles d’immersion.

Figure 1.13 : Comportement au fluage de BR à matrice PI sous chargement compressive [96]

Manuel et al. ([101], [102]) ont procédé a des essais de vieillissement accéléré conçus pour mesurer la dégradation de certains propriétés pour des mortiers d'époxyde et de polyester. Parmi ces tests figurent des cycles thermiques composés de 12 heures à 20°C et suivi de 12 heures à 50°C avec une HR maintenu à 80%. La dégradation était plus remarquable pour le mortier époxyde en termes de ductilité réduite et de résistance en flexion que le mortier polyester. La courbe résistance en compression-temps du mortier polyester (diminue de 13,6% après 10000 heures) diffère de celle du l’époxyde (plus de 30% pour la même période). L'augmentation initiale de la résistance à la compression, particulièrement en mortier de polyester, peut être liée à la continuation du processus de réticulation de la résine, un effet qui disparaît durant le reste du cyc1e. En flexion, le mortier polyester n'a pas été affectée jusqu'à ce que 5000 heures avec une légère augmentation entre 3000 et 5000 h. et une diminution de 22% après 10.000 h.

Temps (h)

Déf

orm

atio

ns (‰

)


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Pour le mortier époxyde, une baisse importante est enregistrée à 1000 heures suivie d’une stabilisation jusqu’à 3000 h. avant d’afficher une légère augmentation à 5000 h. et nouvelle forte diminution de 40% à 10.000 h.

Les cycles d’humidité (environnement sec-humide) à température fixe, ont conduit à des réductions croissantes de résistances avec le temps. Alors que l’exposition aux rayons ultraviolet a causé essentiellement des effets superficiels (de texture) et une réduction négligeable des résistances mécaniques, mais une diminution de rigidité a été détecté.

Les conclusions obtenues à partir des résultats des essais conduits par Jo et al. [103] sur le retrait des BR à base d’époxyde, de polyester insaturé et de MMA révèlent que celui d’époxyde a la plus petite valeur de retrait résiduel après la suppression de la charge. Dans le sens axial, le retrait est considérablement influencé par la température de traitement et augmente en fonction de l’épaisseur de l’élément en BR. Le BR à base de MMA, malgré sa viscosité inférieure par rapport aux deux autres et une bonne résistance à basses températures, étant plus cher et ayant le retrait le plus élevée ce qui conduit à son utilisation d’une façon très restreinte dans les travaux de génie civil [104].

L'effet de la température de traitement sur la résistance à la compression montre une augmentation de cette dernière en fonction de la température dans l’étude d’Oh et al. [105]. Ceci a été expliqué par le fait que la température élevée accélère la réaction de polymérisation. L’effet de la vitesse de chargement a été également étudié et les résultats indiquent que les résistances augmentent avec le taux de chargement. Ce comportement est très important, par exemple, pour les bases des machines vibrantes à vitesse de chargement élevé. En faisant varier la quantité de résine (9.7, 11.6, 13.7, 16.1, 18.4 et 19.9%), il a été trouvé que l’ouvrabilité décroit avec l’ajout de résine. Ribeiro et al. [90] par l’exposition des BR époxydique et polyester estiment que le cycle de cure n’influence pas les caractéristiques finales en flexion du BR. En effet un traitement des BR pendant 7 jours à température ambiante est équivalent à un traitement pendant 3h à 80°C.

Les saumures et la vapeur chaude de l’industrie géothermique sont généralement manipulés à des températures atteignant 260°C et sont caractérisés par la présence de l’hydrogène sulfuré. À une température de 60°C, une sévère corrosion de l'acier de carbone se produit en fluides géothermiques aérés et le degré de corrosion peut être 100 fois supérieur qu'en fluides géothermiques non oxygénés. Dans ce contexte, des BR ont été conçues pour des applications géothermiques.par schroder at al. [106]. Les échantillons sont exposés à des températures de 75, 100, 125 et 150°C (5°C au-dessus de la température désirée) pour 960 jours. Au dessus de 75°C, les résistances diminuent rapidement. Par exemple à 100°C, la résistance de traction indirecte n’est que 40 % de sa valeur initiale (à la température ambiante) et à 155°C seulement 20% de cette même valeur. Pour la compression, la résistance diminue de 50% à 100°C et de 82,5% à 150°C.


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La même tendance est enregistrée pour la résistance en flexion. Une diminution de 25% à 75°C, de 55% à 100°C et de 78% de la valeur initiale à 150°C.

Dans une étude similaire Kaeding et al [107] expose desBR à des températures de 21, 93, 116, 141, 160, 177, 238 et 260°C et arrivent à la conclusion que la résistance à la traction indirecte est très influencé par la température d’exposition (le pourcentage de rétention est de 1% entre 21°C et 260°C)

La perte de poids a aussi suscité l’intérêt de chercheurs tel que Marshall et al. [108]. Une comparaison entre deux formulations l’une à base de polyester et l’autre à base de méthyle de méthacrylate avec une quantité de résine de 10,8% et 10,87% respectivement, a montré que le premier béton est plus résistant à la dégradation thermique. Il a été montré aussi qu’il existe des températures caractéristiques Tw(t) et Ts(t) au dessous de quelles aucune perte masse ou dégradation mécanique (intégrité structurale) n’est observée pour une exposition à courte durée de 2 et 10 minutes. Ces températures caractéristiques diminuent avec l’augmentation de la durée d’exposition comme montré dans le Tableau1.11.

Tableau1.11: Températures caractéristiques pour différentes durées d’exposition [108]

La mesure du coefficient de dilatation thermique α du BR à matrice époxydique ou polyester renforcé ou non avec des fibres de carbone et de verre a fait l’objet des travaux de la part de Ribeiro et al. [109]. Les résultats confirment que les α des BR non renforcées sont élevés pour les hautes températures et que le taux de variation de α en fonction de la température (°T) du BR époxyde est plus grand que celui du BR polyester. Le renforcement avec 1% de fibres de verre courtes n’a aucun effet sur le paramètre étudié alors que l'incorporation des fibres de carbone (2%) exerce un effet réducteur sur α pour des températures au-dessus de la température ambiante (Ta). On estime aussi que la courbe dilatation en fonction °T pour toutes les formulations peut être approximée par une loi parabolique (polynômiale) plutôt qu'une loi bilinéaire. D’autre part, la variation du coefficient de dilatation thermique instantané avec la température suivent une loi linéaire pour le BR époxyde avec ou sans fibres de verre et une loi parabolique pour les BR armés avec des fibres de carbone.

D’autres chercheurs tels que Rebeiz et al. [66] trouvent que la courbe dilatation-°T est typiquement linéaire (Figure 1.14) pour des BR à base de PI produit à partir du PET

Durée d’exposition : 2 min Durée d’exposition : 10 min Type de résine Ts

(°C) Tw

(°C) Ts

(°C) Tw

(°C)

PMMA 360 315 271 271

Polyester 393 326 321 282


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recyclé. Le BR étudié affiche un grand coefficient de dilatation thermique, 16 C1015 −− °× ; 2 fois supérieure que celui du BHC.

Figure 1.14: Dilatation thermique typique d’un BR à base de PI [66]

Pour des applications un peu spécifiques, l’utilisation du BR est limité par sa rupture fragile sous la compression uniaxiale après que résistance maximale soit atteinte, une caractéristique indésirable du point de vue la philosophie de conception dans le génie civil. L'amélioration du comportement après pic sous confinement latérale a été abordée par Wei et al. [110] qui ont conclu que le confinement augmente la résistance en compression axiale sous chargement monotone et améliore le comportement après pic. L’augmentation de résistance est linéairement proportionnelle à la contrainte de confinement et contrainte-déformation en compression peut être exprimée par une équation simple à deux paramètres.

L’effet du type de conditionnement des échantillons, a été traité par Ribeiro et al. [111] pour des BR à base d’époxyde et de polyester. Les auteurs ont pu constaté que l’époxy est plus sensible à la température (- 20, -10, 0, 10, 20, 30, 40, 50, 60, 80 et 100 °C) que le polyester puisque ce dernier montre une perte de résistance en flexion progressive et moins significative que celle de l’époxy qui au dessus de la température de référence (24°C) perd énormément en résistance (85% entre 30 et 50°C et presque 100% à 100°C). Cette perte, pour les deux formulations, est associée à une perte progressive de rigidité. En effet, le module d'élasticité en flexion diminue et la rupture devient de plus en plus ductile en fonction de la °T. Une autre conclusion très importante considère que le point à partir duquel la dépendance à la °T devienne notoire est lié à la température de fléchissement sous charge (TFC) de la résine plutôt que la °T de transition vitreuse (Tg). Ce point est situé à 10°C prés au dessous de TFC.

Le trempage dans l’eau (traitement thermique) des échantillons après exposition à différentes réduit l’effet de la °T. Ceci est expliqué par un rétablissement de la cohésion initiale entre les chaînes des polymères c'est-à-dire que le trempage élimine l’effet des réarrangements des chaînes suite au chauffage à des températures supérieures à Tg.

Les cycles de gel-dégel n’ont pas un effet significatif sur les propriétés mécaniques

Température (°C)

Déf

orm

atio

n (1

0-6 m

m/m

m)


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grâce au faible degré d’absorption d’eau pour les BR.

Letsch cité par [111] conclu que l’exposition des BR de polyester à des températures de 23, 40 et 60°C engendre une faible diminution de la résistance de compression, une grande diminution de la résistance de flexion et une très grande augmentation de la déformation de fluage. Pardo et al. cité par la même référence ont testé 3 types de béton résine (époxy, polyester, acrylique) sous des températures entre 20°C et 200°C. Ils ont pu remarquer aussi que le trempage dans l’eau limite la réduction des résistances mécaniques du BR.

Par l’intermédiaire des essais destructifs (compression et traction) et des essais non-destructifs (la résonance d’impact et ultrasons), Sett et al. ont pu déterminer les valeurs des propriétés mécaniques du BR étudié. Ils ont remarqué que la déformation à la rupture croit avec la quantité de résine (14, 18 et 20%) mais la résistance et le module décroisent à partir de 14% de résine polyester ; la quantité optimale est donc 14%. La baisse de module est expliquée par la réduction de la quantité des agrégats lorsque la quantité de résine augmente. Les auteurs ont même présenté des modèles satisfaisants pour prédire le comportement du BR optimum, à excès et à défaut de résine. L’addition des fibres de carbone et de verre a été envisagée par les chercheurs a conduit à l’amélioration de la résistance en compression, la résistance en traction, les modules et les déformations à la rupture excepté pour la résistance en compression du BR avec des fibres de carbone, indépendant de la quantité de fibre introduite. Pour la raison d’ouvrabilité, la quantité optimale des fibres est prise égale à 6%. Les modules statiques obtenus par ultrasons sont plus proches aux valeurs rapportés (10% de variation au maximum) par la littérature que ceux donnés par la résonance d’impact.

Vipulanandan et al. [112] ont établi une relation permettant de prédire les propriétés d’un BR optimale à 15% d’époxyde en fonction de la température d’exposition et de la vitesse de chargement. La quantité de résine optimale est prise sur la base d’essais mécaniques pour des pourcentages compris entre 15 et 20%. Le BR et la résine ont deux comportements différents vis-à-vis de la température et le rapport résistances en compression-traction indirecte du BR augmentent en fonction de la température d’exposition (20, 60 et 80°C).

Les propriétés du BR sont influencées par la distribution granulaire sans incidence directe des propriétés des granulats. Le dernier point montre un désaccord entre les chercheurs à ce qui concerne l’effet des granulats sur les propriétés mécaniques. En effet, d’autres études menées par Tolbert et al. [113] et par Lilic et al. [114] montrent que le type de granulat affecte la résistance et que le plan de rupture du BR époxydique passe à travers plusieurs granulats utilisés. L’utilisation granulats humide diminue la résistance en compression. L’âge des éprouvettes conditionne la résistance du BR mais qu’au delà de 7 jours (entre 7 et 38jours) l’augmentation n’est pas assez importante (4,6%) ce qui


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est en parfaite concordance avec les résultats trouvés par Ohama cité par [113] pour un BR à base de polyester.

Un comportement similaire à celui adopté par le BR époxyde [112] est enregistré pour un BR à base de polyester ([115], [116], [117]). En effet, en étudiant les effets de la température (22 à 120°C), de la vitesse de chargement et de la quantité de résine (10 à 20%) sur les propriétés mécaniques du BR, l’auteur trouve que 15% de résine est la quantité optimale et que les caractéristiques mécaniques augmente en fonction de la température jusqu’à 80°C puis diminuent pour des valeurs supérieures. Ceci est fort probable le résultat d’une polymérisation non complète à la °T ambiante et la continuation de ce processus pour des °T supérieures ; un traitement pour 2 jours à 80°C donne des caractéristiques meilleures à celles obtenues pour une conservation à T° ambiante pour plus de 7 jours (jusqu’à 21 jours). La résistance à la traction indirecte et le module en compression ont été relié à la résistance en compression par une relation linéaire et en puissance respectivement.

L’incidence de l’ajout de deux types de monomères (le di-acrylate de calcium et de zinc, CDA et ZDA) sur les propriétés mécaniques de BR époxydique a été étudiée par [118] en fonction du degré d’humidité des granulats. Il a été remarqué que selon le type de l’époxyde (2 types utilisés), les monomères (surtout le CDA) peuvent améliorer les résistances en flexion et en compression mêmes dans les conditions humides. Le type ZDA a plutôt un effet très remarquable sur l’ouvrabilité et la durée pratique d’utilisation quelque soit la résine contrairement à l’autre type(CDA) qui n’a aucun effet positive sur les deux paramètres mentionnées. La viscosité de la résine reste tout de même inchangée. Les mêmes résultats sont obtenus pour des BR à base d’acrylique (MMA) et de polyester [119]. En plus, la résistance à l’humidité est significativement améliorée ce qui se traduit par une augmentation des propriétés mécaniques comparés par des BR témoins (sans ajout)

L’ajout de silicate bicalcique ou bélite, C2S, à la résine a été investigué par Sugama et al. ([120], [121]). Les auteurs soulignent la présence des plusieurs fissures et la diminution des caractéristiques mécaniques causés par une sévère hydrolyse de la matrice suite à une exposition à des températures élevées voisinant 370°C pour le BR à base de vinyle-ester et autour de 200°C pour le BR polyester contrairement aux formulations contenant la bélite qui affichent une bonne stabilité thermique et un maintien remarquable des propriétés mécaniques pour une exposition dans les mêmes conditions.

3.3. Ténacité

Reis et al. [122] ont étudié l’effet de taille sur l’énergie à la rupture Gf (définie comme étant l’énergie nécessaire pour créer une unité de surface de rupture) d’un BR à base d’époxyde renforcé avec des fibres de carbone et de verre par le biais des essais de flexion 3 points des poutres entaillées selon les recommandations de RILEM. Il en sorte


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que l’énergie de rupture est un paramètre dépendant des dimensions de l’échantillon ; une dépendance expliquée par les dégâts irréversibles qui se créent à l’extérieur du plan rupture et qui augmentent avec la taille de l’échantillon. Cette même énergie augmente en augmentant le rapport profondeur d’entaille (10 et 20 mm) c'est-à-dire la profondeur d’entaille par rapport à la largeur de l’échantillon et elle est inférieure à celle du BHC variante entre 30 et 250 selon le rapport de E/C, le type de béton et la taille de l’échantillon. Cette étude a également prouvé que le renforcement par des fibres (1 et 2% de la masse totale du BR) améliore beaucoup le comportement à la rupture des BR avec des résultats meilleurs pour les fibres de carbone (amélioration de 5,21% pour KIC) contre les fibres de verre (amélioration de 0,12% pour KIC) grâce à ses propriétés mécaniques supérieures ([123]). Pour des échantillons de petites tailles, la contribution du poids propre est négligeable dans le processus de microfissuration dans la zone frontale à l’entaille.

Avci et al. [124] ont renforcé avec des fibres courtes de verre E (0%, 1%, et 1,5% de la masse totale du composite) de longueur entre 10 et 12mm coupées à partir de fibre initialement longue, un BR à base de polyester isophtalique avec des taux de résine variant entre 13% et 16,5%. Pour les différents taux de renforcements, la résistance et le module d’élasticité en flexion augmentent d’une façon linéaire en fonction de la quantité de résine introduite puis décroisent et la réponse devient non linéaire. Ces propriétés sont légèrement améliorées par l’augmentation de la quantité de fibres. De plus, les propriétés de rupture en mode I (JIC et KIC) évaluées avec 3 différentes méthodes (méthode de la complaisance, l’intégrale-J et de fissure initiale) augmentent en fonction du taux de renfort et sont indépendantes du rapport hauteur de l’échantillon par rapport la profondeur de l’entaille.

L’influence de renforcement par des fibres longues en acier de diamètres 0.7, 1 et 1.2 mm sur les propriétés en flexion et la ténacité d’un BR à base de polyester à été étudiée par Arikan et al. [125]. Les proportions des fibres introduites sont 1,5%, 3% et 4,5% de la masse totale du composite. Le module et la résistance en flexion des BR fibrés augmentent d’une façon croissante en fonction de la quantité des fibres utilisées avec les proportions 1,5%, 3% et 4,5%. La ténacité évaluée par différentes méthodes indique qu’elle est indépendante du rapport hauteur de l’échantillon par rapport la profondeur de l’entaille pour les différentes proportions. Cette même propriété varie linéairement en fonction de la quantité de fibres introduites. L’endommagement du BR est dû à plusieurs facteurs se réalisant sur des étapes; fissuration de la matrice, décollement, rupture et arrachement des fibres.

Dans une autre étude [126] complémentaire à la précédente [124], Avci et al. ont explorer l’effet des fissures aléatoires sous un chargement générale sur les propriétés de rupture des composites par le biais des éprouvettes entaillés selon différentes directions (30° ,45°, 60°, 75° et 90°). L’adoption de telles directions visent à obtenir les facteurs


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d’intensité de contraintes et l’intégrale-J en mode I et III. Les réponses charge-CMOD (déplacement de la fissure par ouverture du front) et charge-flèche sont linéaires et ceci est dû à la fragilité du matériau composite. Les propriétés étudiées augmentent en mode I en fonction de l’angle de l’entaille (de 30° à 90°) et diminuent en mode III. Ces propriétés sont égales pour un angle de 45°.

Griffiths el al. [127] ont analysé l’influence du renforcement avec des fibres de verre et l’addition d’un agent de couplage (le silane) sur le module et la ténacité d’un BR polyester. Ils ont montré que le renforcement avec des fibres de verre (1,5% de la masse totale du BR) améliorent significativement le module et la résistance en flexion (≈20%) et la ténacité du BR renforcé est 3 fois supérieure (55%) à celle du BR sans renforts. Le silane (1% de la masse de la résine) quant à lui améliore les propriétés en flexion de 20% alors que son effet sur la ténacité est moindre (10%). La phase d’introduction de cet agent (granulats ou résine) n’affecte pas les valeurs d’après les auteurs. D’autres auteurs à l’instar de Chmielewska et al. [92] montrent que l’introduction du silane au niveau des granulats donne des BR ayant des propriétés de rupture (ténacité et énergie) 20% supérieures à celles du BR non traité. Des valeurs inférieures sont enregistrées pour le BR traité au niveau de la résine qui est toutefois 12% meilleure que celui sans silane.

Une comparaison entre le renforcement par des fibres de verre et des fibres de carbone d’un BR époxydique (1%, 2% et 20% respectivement) a été menée par Reis et al. [128] en utilisant la méthode à deux paramètres de RILEM (TPM). Les résultats obtenus montrent clairement que le renforcement par fibres de carbone améliore la ténacité du BR de 29%, alors que les fibres de verre engendrent une plus petite amélioration de 13%. La ténacité du BR est supérieure 36% à celle du BHC qui est comprise entre 0,74 et 1,53

mMPa ce qui montre que le BR résiste mieux aux ouvertures des fissures même sans renforts.

L’étude du comportement des BR vis-à-vis la température [95], montre que la valeur critique de l’intervalle ICJ et de l’énergie de la surface de rupture Iγ atteignent un maximum autour de 80°C contre une diminution du facteur d’intensité de contraintes ICK . Les auteurs estiment que la mécanique de la rupture élastique linéaire (LEFM) peut être appliquée pour les calculs des paramètres à la rupture pour des températures inférieures à la température de transition vitreuse et qu’au-delà de cette valeur, LEFM donne des valeurs qui différent largement des valeurs expérimentales. Les auteurs montrent comme d’autres ([125], [126]) que ICK est indépendante du rapport hauteur de l’échantillon par rapport la profondeur de l’entaille. Les propriétés à la rupture augmentent en fonction du pourcentage de la résine. Une comparaison entre des éprouvettes entaillées et non entaillées montre que la résine est plus sensible aux entailles que le BR dont la sensibilité diminue en augmentant la température et devienne presque nulle pour des températures dépassant 60°C. L’indépendance entre la ténacité et la profondeur de l’entaille a été aussi montré par Monteiro [129] et Dharmarajan et al.


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([130], [131]). Le premier souligne dans son étude le fait que les valeurs de ténacité calculées par la méthode TPM sont supérieures à celles trouvés par la méthode de la fissure initiale et que la forme de l’entaille (en V, circulaire ou en U) a une influence minimale voire négligeable sur l’énergie de rupture à température ambiante. En exposant le BR à des cycles thermique +20°C/100°C, la ténacité varie selon la forme de l’entaille et la plus grande dégradation est enregistré pour les entailles en forme de V. Les valeurs de la ténacité du BR augmentent en introduisant 3% de fibres de verre. Dharmarajan et al. [130] ajoute que la ténacité est indépendante de l’épaisseur de l’échantillon et que les valeurs de ce paramètre calculées en utilisant le concept de la méthode effective sont supérieures à celles trouvés par l’intermédiaire de la méthode de la profondeur de la fissure initiale.

L’influence du type de résine (deux résines époxydiques et un polyester ont été testés) sur la ténacité à été expérimentée par El-Hawary et al. [80] qui montrent que la ténacité du BR augmente en fonction de la température (de 20°C à 200°C) comme pour les autres propriétés mécaniques et ceci indépendamment du type de résine. ICK augmente aussi en fonction de la quantité de résine allant de 9% à 15% et varie en fonction du type utilisé. Vipulanandan et al. [132] et Reis et al. [123] montrent que le BR époxydique présente des propriétés à la rupture meilleures que le BR à base de polyester

L’énergie de rupture et la ténacité diminuent avec l’âge des éprouvettes (1, 3, 7 et 14 jours) pour un BR polyester à base de PET recyclé ; l'énergie de rupture diminue de 50,4% et la ténacité de 55,5% en passant de 1 à 14 jours d’âge. Par contre le module d'élasticité, reste inchangé [70]. Certains chercheurs cités par l’auteur concluent dans leurs recherches que la ténacité augmente avec l'âge. Un fondement basé sur l’hypothèse qu’un béton à jeune âge est plus fragile qu’un béton plus âgé. D’autres prouvent l'opposé qui consiste à l’observation d’une légère diminution de la résistance à la propagation de fissures (essentiellement régie par l'interaction mécanique entre les granulats et la matrice polymérique) et d’une augmentation de la fragilité avec l'âge. Ces tendances sont principalement expliquées par le processus de polymérisation au voisinage de l'interface granulats-matrice (jouant le rôle de foyer attracteur pour la propagation de fissures en cas d’une faible adhérence selon Kitey et al. [133]). Pendant la polymérisation, une augmentation de la fragilité et une consolidation de l'interface sont observés ce qui conduisent à la rupture des granulats causant à leur tour une diminution des propriétés à la rupture avec l'âge.

L’addition des fibres de verre (2%, 4% et 6%) engendre une augmentation de la ténacité et des indices de ténacité en rapport avec l’énergie de rupture pour les BR avec et sans renforcement. Cette hausse peut atteindre 1440% pour un ajout de 6% de fibre pour le BR à base de 18% de PI [134].

Dans le but d’améliorer les propriétés à la rupture d’une part et des matériaux légers contenant des sous produits biodégradables, certains chercheurs ont eu recours au


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renforcement des BR par des fibres naturelles ou au remplacement des granulats par des plastiques. En effet, Reis [135] estime que des fibres provenant des déchets en bois améliorent la résistance à la flexion, la ténacité et l'énergie de rupture fracture du BR. La variation de la ténacité est semblable à celle du BR époxydique renforcé avec des fibres synthétiques de verre (Figure 1.15) qui présente néanmoins un rendement meilleur.

Figure 1.15 : Comportement à la rupture des BR renforcés ou non avec des fibres [135]

Des fibres extraites des déchets naturels (noix de coco, canne à sucre et pseudotronc de banane) ont été également utilisées [136]. Le BR époxydique renforcé avec 2% des fibres de noix de coco dépasse de loin en termes de ténacité et d’énergie de rupture les autres BR (renforcés ou non par des fibres naturelles) avec un léger avantage sur les BR renforcés par des fibres synthétiques comme le verre et le carbone. Une amélioration de la résistance en flexion de 25,1% est aussi enregistrée pour BR fibré avec de la noix de coco, de 3,5% pour celui du cane à sucre et une diminution de 21% pour celui de la banane.

Le remplacement d’une partie des granulats (5%,10%,15% et 20%) d’un BR polyester (BRP) et époxydique (BRE) par des plastiques non dégradables à base de PET a suscité l’intérêt de Reis et al. [69]. Ce remplacement à entrainer la diminution de la densité de deux BR (19,8% pour BRE et 24,2% pour BRP en ajoutant 20% de PET). La même variation est enregistrée pour la ténacité qui perd 38,3% et 22% pour le BRE et BRP respectivement. Le BRE est plus tenace que le BRP même si on lui ajoute 20% de plastique. La diminution de la ténacité est attribuée principalement à la faible adhérence entre la matrice et le granulat plastique ; un effet négatif déjà rapporté par certains chercheurs pour le BHC. L’énergie de rupture est aussi affectée par l’addition du plastique; une augmentation de 297% et 355% pour le BRE et BRP respectivement. En termes de conception, cette amélioration est très importante pour la production d’un matériau à haute capacité d’absorption d’énergie surtout pour le cas des structures utilisées sous des conditions dynamiques et de choc. Le module d’élasticité diminue de 76% et 71% pour le BRE et BRP respectivement, une diminution probablement liée au module d'élasticité de PET qui est relativement bas.


- 65 -

L’utilisation des fibres provenant de l’industrie textile des vêtements (déchets) pour améliorer les propriétés à la rupture des BR a été étudiée par Reis et al. [137] en dépit d’une étude précédente [73] qui montre l’inutilité d’un tel ajout (1-2%) sur l’amélioration des propriétés mécaniques en flexion et en compression. Le remplacement du squelette granulaire composé par des sables naturels par d’autres issues de l’industrie des fonderies (recyclés et pollués) a été essayé. L’addition des fibres ou le remplacement du sable est vu comme bénéfique du point de vue économique malgré que le BR obtenu soit de qualité moindre en termes de résistance à la propagation de fissure ou de ténacité.

J.M.L Reis [7] montre que la ténacité ICK diminue en augmentant de nombre des cycles thermiques imposés variant entre 20 et 100°C : pour le BR à base de polyester une diminution de 18% après 50 cycles et 20% après 100 cycles est enregistrée. Le BR époxydique montre moins de dégradation avec une baisse de 2% et 5% après 50 et 100 cycles thermiques respectivement. Par contre, une augmentation de l’énergie de rupture est enregistrée grâce à des conditions de cure meilleures du BR. L’influence d’autres facteurs (agents chimiques, exposition atmosphérique, exposition marine) a été aussi étudiée; le BR est fortement influencé par ces conditions et leurs durées.


- 66 -

CChhaappiittrree IIII.. TTeecchhnniiqquueess eexxppéérriimmeennttaalleess,, ccaarraaccttéérriissaattiioonn ddeess mmaattéérriiaauuxx eett mmooddee ddee pprrééppaarraattiioonn ddeess bbééttoonnss

- 67 -

Chapitre II.

Techniques expérimentales,

caractérisation des matériaux et

mode de préparation des bétons



Ce second chapitre débute par la présentation détaillée des méthodes et techniques expérimentales de caractérisation classiquement utilisées en science des matériaux, sur lesquelles s’appuie une grande partie de cette étude (essais mécaniques, microscopie électronique à balayage, spectroscopie infra rouge, Diffraction RX, …), ainsi que des moyens d'analyses plus spécifiques et complémentaires tels que les ultrasons et la porosimètrie par intrusion de mercure pour déterminer les propriétés physiques et mécaniques des différents matériaux utilisés: liant, granulats et béton résineux. On décrira également les techniques d’élaboration utilisées pour la réalisation de ces BR ainsi que les conditions expérimentales d’exposition des formulations adoptées.

1. Techniques expérimentales

1.1. Essais de caractérisation mécanique

1.1.1. Essai de compression et essai de traction par fendage :

Les essais de compression sur des éprouvettes de BR et BHC sont réalisés à l'aide d'une presse de compression Schenk de capacité 3000 KN, à asservissement hydraulique, en contrôlant la vitesse de chargement. En plus, Les essais sont conduits pour des dimensions des échantillons données (Tableau 2.1) et une température d’essai contrôlée qui est égale à la température ambiante (T=23±2°C et HR=50%). Le logiciel Bluehill (v.2.4) assure le pilotage de la presse et l＇acquisition des données à partir de cette machine.

Tableau 2.1: dimensions et vitesses de chargement pour des essais en compression

Les déformations sont mesurées à l'aide d'un capteur de déplacements linéaires à transformateur différentiel (extensomètre LVDT) en appui ponctuel sur une base métallique collée au niveau de la mi-hauteur de l’échantillon (Figure 2.1a).

Des essais de traction par fendage (dite aussi brésilien ou traction indirecte) qui consiste à comprimer un cylindre de béton placé à l'horizontale entre les plateaux d'une presse ont été aussi conduits dans les mêmes conditions de température. Pour les bétons de résine on utilise une presse Instron 5985 de capacité 250 KN à asservissement mécanique et pour les BHC on utilise une presse Perrier de 250 kN commandée par ordinateur grâce au logiciel de pilotage Quantium fourni par 3R (Figure 2.1b).

Essai Type de béton Dimensions Vitesses de

chargement Normes

BR Ø5x10 cm 1,25 mm/min ASTM C579-01 et RILEM CPT PCM-8 ([138],[139]) Essai de

compression BHC Ø16x32 cm 0,5 MPa/s NF EN 12390-3 [140]

BR Ø5x10 cm 0,5 mm/min ASTM C496-96 [141] Essai de traction par fendage BHC Ø15x30 cm 4±0.8 KN/s NF EN 13286-42 [142]



Figure 2.1a : Disposition des capteurs (LVDT) pour les essais de compression

Si P est la charge de compression maximale appliquée le long d'une génératrice et produisant la rupture du cylindre par traction indirecte par mise en traction du diamètre

vertical, la résistance en traction sera égale à L

P2ft φπ

= avec Ø et L sont le diamètre et

longueur du cylindre.

Figure 2.1b : Essais de traction indirecte.

1.1.2. Essai de traction uniaxiale et de flexion 3 points :

Des essais de flexion 3 points sont menés sur des éprouvettes prismatiques de BHC, de BR et de résine réticulée. Les éprouvettes sont soumises jusqu’à la rupture à un moment de flexion par application d’une charge concentrée (poinçon se déplaçant à vitesse constante) à mi-travée (Figure 2.2). Les éprouvettes sont placées soigneusement sur les deux rouleaux d’appui inférieurs pour des portées variantes selon les dimensions des échantillons conformément aux normes considérées comme indiquée dans le Tableau 2.2.

Echantillon de BR

Extensomètre LVDT

Echantillon de BHC

Echantillons de BR

Pupitre de commande

Echantillon de BHC

Baguette en contreplaqué



Tableau 2.2: Dimensions et vitesses des essais en flexion et traction directe

Les essais sont réalisés à température ambiante (23 °C et 50% de HR) et la charge maximale est enregistrée au cours de l’essai ainsi que la courbe contrainte-déplacement.

Le module de flexion est déterminé à partir de la portion linéaire de la courbe force-

déformation et la résistance de traction par flexion est égale à 2f bh2FL3R = où F est la

charge totale appliquée à la rupture en flexion en N, L est la portée en mm et b et h sont la largeur et la hauteur de l’éprouvettes exprimées en mm.

Une machine de traction/compression à asservissement mécanique de type Instron 5985 de capacité 250 KN est utilisée pour la réalisation des essais de flexion et le pilotage et l＇acquisition des données sont assurés par l’application Bluehill. Un extensomètre LVDT en appui ponctuel sur une base métallique collée à mi-travée de l’échantillon est utilisé pour l’enregistrement en continue de la flèche des poutres (Figure 2.2a).

Figure 2.2 : Schéma du dispositif de flexion trois points

Des essais de traction directe sont aussi menés sur des éprouvettes de résine réticulée (Tableau 2.2) en forme d’haltère normalisée (Figure 2.3) par l’intermédiaire d’une machine à asservissement mécanique de type Instron 5567 de capacité de 30KN. Les déformations sont mesurées continuellement au cours de l’essai en utilisant un extensomètre Instron 2620-601 (Figure 2.4).

Essai Type de

d’échantillon

Dimensions Vitesses de chargement

Portée Normes

BR 5x5x305 cm 1 mm/min 254 mm ASTM C580-02 et RILEM CPT PCM-2 ([143],[144])

BHC 7x7x28 cm 0,05 MPa/s 210 mm NF EN 12390-5 [145] flexion

Résine réticulée 5x13x160 mm 0,01

mm/mm/min 80 mm ASTM 790-07 [146]

traction directe

Résine réticulée Figure 2.2c 1 mm/min — ISO 527-2 [147]

Extensomètre

Rouleaux d’appuis

Poinçon Échantillon

Base métallique



Figure 2.3 : Échantillons en forme d’haltère pour essai de traction directe.

Figure 2.4 : Schéma du dispositif de traction directe d’un échantillon de résine réticulée

1.1.3. Détermination des modules élastiques :

La méthode de mesure des modules élastiques qui vient à l’esprit consiste à appliquer une contrainte sur le matériau étudié et de mesurer par la suite la déformation élastique correspondante par des extensomètres ou par des jauges de déformations. Cette approche présente certaines difficultés dont on cite :

- Un choix approprié de la forme de l’échantillon et des conditions de mise en charge pour éviter les incertitudes expérimentales comme celles provenant du non-parallélisme des plateaux de compression ;

- Les déformations élastiques très faibles par comparaison aux modules élastiques correspondants qui sont très élevées et qui peuvent atteindre plusieurs GPa voire des centaines de GPa.

Dans la pratique, ces méthodes de chargement statique ne permettent pas la détermination des modules élastiques avec une précision inférieure à ±10% [148]. Pour remédier à ces problèmes des méthodes statiques qui en général s’avèrent destructives et incapables de déterminer tous les modules élastiques, des méthodes de caractérisation non destructive dites dynamiques se présentent comme non seulement un complément mais aussi un moyen capital pour l’étude des propriétés élastiques des matériaux.

Ces méthodes utilisant la propagation d’ondes et l’interaction de ces ondes avec le béton sont parmi les méthodes possédant le plus grand potentiel pour une évaluation non

20 mm10

65 mm 110 mm

52 mm

Échantillon

Extensomètre Instron 2620-601

Mâchoire



destructive du béton puisque les propriétés de la propagation des ondes sont directement liées aux propriétés intrinsèques du matériau dans lequel elles se propagent. Ces ondes peuvent être de type électromagnétiques (capacitives, résistives, ou les méthodes Ground Penetration Radar) ou mécaniques [149].

Les méthodes utilisant la propagation d’ondes électromagnétiques, sensibles aux constantes diélectriques du milieu, sont généralement utilisées pour détecter, localiser et estimer la position, le diamètre, ou la profondeur des armatures en acier dans des éléments fabriquées en béton armé.

Les méthodes utilisant des ondes mécaniques se basent sur la propagation d’ondes ultrasonores, sensibles aux propriétés mécaniques (modules d’élasticité, coefficient de Poisson, …), dans le matériau étudié. Parmi les méthodes utilisées, les plus couramment employées sont l’impact écho, l’auscultation sonique (pulse velocity), l’émission acoustique, la méthode de mesure de la fréquence de résonance par impact et la tomographie sismique.

1.1.4. Ténacité :

Les essais pour déterminer le facteur d’intensité de contrainte critique KIC et le taux de restitution d’énergie élastique critique GIC sont réalisés à une température ambiante de 23±2°C sur une machine de traction/compression à asservissement mécanique de type Instron 5985 et de capacité 250 KN. KIC reflète le comportement du matériau à l’amorçage de la rupture et GIC sa capacité à absorber de l’énergie au cours de la rupture.

Des éprouvettes pré-entaillées en BHC et BR sont soumises aux essais de flexion trois points (appelées aussi éprouvettes Single Edge Notched Beams) pour la détermination des paramètres de rupture en mode I (a) ou mode d’ouverture (Figure 2.5).

Figure 2.5: Modes élémentaires de déplacements d’une fissure plane : [150].

Les deux autres modes élémentaires de déplacement de fissure, c'est-à-dire le mode II ou mode de cisaillement plan (b) et le mode III ou mode de cisaillement anti-plan (c), ne seront pas considérés ici.

L’entaille, d’épaisseur maximale 3 mm, peut être usinée avant le durcissement du béton par l’emplacement d’une pièce métallique ayant la forme finale de l’entaille ou après durcissement à l’aide d’une scie diamantée circulaire ou à fil à mi-portée des éprouvettes.



La longueur totale de l’entaille représente une profondeur relative fonction de la hauteur de l’échantillon (Tableau 2.3). Le but de cette entaille est de représenter une fissure préexistante et de localiser la propagation. Ce dernier rôle est le seul à faire valoir dans cette étude. Les éprouvettes sont sollicitées avec une vitesse de déplacement de la traverse imposée de 0.05 mm/min.

Tableau 2.3: paramètres relatives aux échantillons et à aux entaille pour un essai de ténacité

Dans chaque essai, deux capteurs LVDT sont utilisés (Figure 2.6): le premier pour mesurer la flèche et le second pour mesurer l’ouverture de l’entaille (CMOD). Une série de 04 éprouvettes a été utilisée pour chaque type d’essai. La date d’échéance des essais a été établie à 10 jours pour les BR et à 30 jours après le coulage pour les BHC.

Figure 2.6: Détails de l’appareillage pour la mesure de la ténacité.

Les valeurs de force mesurées sont alors introduites dans un code de calcul réalisé avec le logiciel Matlab v7 ce qui permet d’obtenir les valeurs de KIC puis par application de la mécanique de la rupture linéaire et élastique (LEFM) on détermine GIC avec une précision de l’ordre de 0,5%.

1.1.5. Essai de propagation des ondes ultrasonores :

La méthode d’auscultation, non destructive et simple, a était utilisé avec succès pour plus de 60 ans pour l’évaluation de la qualité du béton [151]. Elle est utilisée aussi bien en laboratoire que sur les ouvrages.

Type de d’échantillon

Dimensions BxWxL

Vitesses de chargement Portée Profondeur de

l’entaille Largeur de

l’entaille Wa 0

BR (fibrés ou non) 5x7x48 cm 0,05 mm/min 400 mm 14 mm 3mm max 0,200

BHC 8x15x75 cm 0,05 mm/min 640 mm 48 mm 3mm max 0,312

Support pour LVDT

Éprouvette pré-entaillée en BR Presse Instron

Capteur LVDT

Cornière métallique

Capteur CMOD

Couteau

Plaque en isorel Vis



Le principe général est de mesurer la vitesse de l’onde mécanique (ou le temps de transit d’ondes ultrasonores pulsés dans un échantillon de masse et d’épaisseur connues) se propageant dans le milieu testé en transmission, en réflexion, ou à la surface. Une paire de transducteurs, l’un servant d’émetteur et l’autre le récepteur, sont habituellement placés sur deux facettes opposées (Figure 2.7a) de l'échantillon examiné (co-axialement si possible). D'autres dispositions des transducteurs peuvent être adoptées pour le cas du matériau béton. En effet, elles peuvent être placées sur des facettes perpendiculaires (Figure 2.7b) ou du même côté (Figure 2.7c).

Figure 2.7 : Modes de propagation des ondes ultrasonores [152]

Cette méthode normalisée par les normes Françaises [153] et américaines [154], permet de détecter une non uniformité des propriétés de la structure, des fissures ou des vides résultants de nids de cailloux par exemple. Elle peut être également utilisée pour déterminer les modules d’élasticité ou les coefficients de Poisson d’un solide supposé être élastique homogène isotrope infini. Selon le mode de propagation, les ondes sont classées en ondes longitudinales (encore appelées ondes de compression ou P), transversales (appelées aussi ondes de cisaillement ou S) et de surface.

Les ondes ultrasonores longitudinales sont caractérisées par un déplacement des particules parallèle à la direction de propagation. Elles se propagent normalement dans les solides, les liquides et les gaz. Cependant, ces ondes ne se propagent réellement que dans les solides et les liquides vue que les fréquences utilisées sont très élevées [155].

Les ondes de cisaillement sont obtenues lorsque les vibrations des particules se font dans un plan normal à la direction de propagation de l’onde. Les ondes transversales ne se propagent que dans les solides ou dans les liquides visqueux.

L’appareillage de mesure est constitué d’un générateur d’onde de pulsation 900V, d’un oscilloscope pour la lecture du temps de transit d’onde, d’un dispositif de serrage et de deux transducteurs de type Panametrics Accuscan, de diamètre 2,54 cm et de fréquences 0,5 et 1 MHz pour le mode P et S respectivement (Figure 2.8).

L’utilisation de transducteurs permet de contrôler la forme et la durée de l’impulsion afin d’avoir une source répétitive et très énergétique. Ils peuvent être utilisés à la fois en émission et en réception et nécessitent d’être en contact avec le matériau à ausculter. Un agent couplant (gel, miel, colle,…) doit alors être utilisé pour assurer un bon couplage entre le transducteur et le matériau, ce qui peut dégrader la répétabilité des mesures et allonger le temps de mise en place de la mesure. Pour les ondes de compression, le couplant utilisé est

a) méthode transmission b) méthode réflexion c) méthode à la surface



un gel transparent de faible viscosité (CHEKMOR 200 de Sofranel) alors que pour les ondes de cisaillement on utilise un gel très visqueux une couleur brune (SWC fourni par Sofranel).

Figure 2.8 : appareillage de mesure de la technique d’auscultation sonique

Les célérités (cP, cS) des deux modes mentionnés ci-dessus sont exprimées en fonction de constantes élastiques comme le module d’Young E, le coefficient de Poisson ν ou le module de cisaillement µ. On obtient alors les expressions suivantes [156]:

( )( )( )

( )⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

ρµ

=ν+ρ

=

ν−ν+ρν−

=

12Ec

2111Ec

S

p

(2.1)

1.1.6. Essai de mesure de la fréquence de résonance :

La méthode de la mesure de la fréquence de résonance (resonant frequency method) utilise des relations entre la fréquence naturelle du corps solide sous vibration et ses propriétés élastiques. Le matériau est supposé être homogène, isotrope et parfaitement élastique [157]. Cependant, cette méthode peut encore être appliquée aux systèmes hétérogènes tels que le béton dans le cas où les dimensions de l’échantillon sont assez grandes par rapport à la taille des inhomogénéités.

En connaissant la densité de l’échantillon et ses dimensions, il est possible de calculer alors le module d’Young, le module de cisaillement et le coefficient de Poisson. Ce principe a été appliqué la première fois par Powers (1938) à l’aide des cloches. Plus tard, la méthode a été raffinée par Hornibrook (1939) et Thomson (1940) à l'aide du matériel électronique [158].

Les recherches sur cette technique se sont rapidement développées et elle maintenant normalisée par les normes Françaises [159]et américaines [160].

Oscilloscope numérique

Générateur d’ondesDispositif de serrage

Échantillon

Transducteurs

Couplants

Transducteur



Dans l’étude présentée dans cette thèse, la méthode de fréquence de résonance a été employée pour déterminer le module d’Young des échantillons de tailles 50×70×480 millimètre pour les BR et 70×70×280 pour le BHC.

Pendant l’essai, l'échantillon fixé sur un banc d’essai est excité mécaniquement par une bille en acier sur l’une de ces facettes. Un capteur situé à l’extrémité opposée et relié à l’E-meter Mk IITM qui donne fréquence propre de résonance du matériau étudié (Figure 2.9).

Figure 2.9 : appareillage de mesure de la fréquence de résonance

En changeant l'emplacement du capteur par rapport à la position de l’excitation (bille), les fréquences de résonance pour les modes de vibration longitudinale, transversale et de torsion peuvent être déterminées.

En mode de vibration transversale, le module dynamique d’Young est calculé à partir de la relation suivante [160]:

2nMCEdynamique ..= (2.2)

avec:

• M : masse de l’échantillon,

• n : fréquence de résonance en mode de vibration transversale,

• )T/bt(L 0.9464 33=C pour un prisme,

• L : longueur de l’échantillon,

• t, b : les dimensions de la section du prisme, et

• T : un facteur correctif qui dépend du coefficient du poison et du rapport de rayon de giration, égale à t/3.464 pour un prisme, par la longueur L.

Échantillon Appareil de mesure de fréquence de

résonance (E-meter Mk IITM) Bille

(excitateur)

Détecteur Câble de connexion



En mode de vibration longitudinale, le module dynamique d’Young est calculé à partir de la relation suivante [161] :

2nMDEdynamique ′= .. (2.2)

avec :

• n’ : fréquence de résonance en mode de vibration longitudinale, et

• (L/bt) 4=D pour un prisme.

Le module dynamique de cisaillement, quant à lui est calculé à partir de la relation suivante[161]:

2dynamique nMB ′′=µ .. (2.3)

avec :

• n ′′ : fréquence de résonance en mode de torsion,

• A4LRB = ,

• baA .= , section du prisme, et

• 0.21(a/b) 2.52(a/b) 4a/b

b/a a/b62 +

+=R où a plus petit que b et R : un facteur de forme

Cette méthode est facile à réaliser et la mesure de fréquence de résonance peut être faite dans quelques minutes (1 à 3 minutes à peu prés).

1.2. Analyses physico chimiques des matériaux

1.2.1. Mesure de la masse volumique :

La mesure de la masse volumique réelle et absolue se fait par pesée hydrostatique ou en utilisant la technique du pycnomètre.

La première méthode, utilisée pour les bétons BR et BHC, nécessite une balance de précision de ±0,1g et équipée d’un crochet pour une pesée hydrostatique comme montrée par la Figure 2.10. Elle repose sur la mesure de la masse de l’échantillon dans l’eau et dans l’air.

La deuxième méthode de mesure, utilisée pour les sables et les graviers, se fait en utilisant un pycnomètre de 2 litres de contenance selon la démarche décrite par la norme [NF EN 1097-6] qui consiste à:

- Peser le pycnomètre rempli du liquide (eau) jusqu’au niveau du trait jaugé: M1;

- Peser le pycnomètre rempli de granulats (à la moitié environ) et d’eau jusqu’au niveau du trait de jauge: M2;

- Peser la masse dans l’air des granulats saturés et superficiellement secs : M3 ;



- Sécher et peser la prise d’essai dans l’air après un passage en étuve à 110°C pour 24 heures: Ms.

La masse volumique absolue de granulats est alors donné par :

w21s

sS MMM

Mρ

−+=ρ (2.4)

avec wρ est la masse volumique de l’eau.

La masse volumique réelle des granulats est égale à:

w213

sr MMM

Mρ

−+=ρ (2.5)

Figure 2.10 : Mesure de densité par pesée hydrostatique

Les conditions de remplissage doivent avoir lieu dans les mêmes conditions de température pour cela l’ensemble pycnomètre plus le matériau étudié sont placés pendant l’essai dans un bain d’eau thermostaté à 22±3°C pour 24 heures et le pycnomètre est tapoté (grâce à un bac à ultrasons) avant les lectures pour chasser les bulles d'air qui peuvent être piégées et faussent la mesure de la masse volumique.

1.2.2. Mesure de la porosité totale par intrusion de mercure (PIM) :

Les modifications irréversibles de la structure poreuse du béton soumis à différentes sollicitations thermiques et mécaniques peuvent être identifiées par une analyse de l’évolution de la porosité et de la distribution de la taille des pores dans le béton. Ces paramètres influencent aussi bien les propriétés mécaniques que la durabilité du béton par l’intermédiaire des propriétés de transferts.

Les mesures ont été effectuées à l’aide d’un porosimètre au mercure Micromeritics Instrument Corporation AUTOPORE IV 9500 (Figure 2.11) placé dans une salle climatisée à 20 ± 2°C.

Balance (± 0,1g)

Échantillon de BR

Fil lié à la balance par un crochet

Eau



Figure 2.11 : Dispositif de mesure de la porosité par intrusion de mercure

L’instrument considéré comme complet, compact, de fonctionnement simple et commandé automatiquement par un ordinateur, permet la détermination de plusieurs paramètres comme les tailles des pores, la distribution de la taille des pores, les surfaces spécifique, les familles des pores (les macro-pores de diamètres 50-200 nm et les méso-pores de 3 nm – 50 nm, [162]) et la densité apparente et absolue du matériau. Le prosimètre à mercure utilisé pour nos mesures, possédant deux chambres de basses pression et une autre de haute pression, permet de délivrer une pression maximum d'intrusion d’environ 414 MPa. Seuls les pores dont les diamètres sont compris entre 3,6nm et 360µm sont donc accessibles avec cet appareil et la technique s’applique sur le matériau refroidi. Ainsi, elle ne permet pas de caractériser l’état de la structure poreuse du béton lorsqu’il est soumis à une température élevée.

Cette technique emploie le mercure comme fluide d’intrusion non mouillant. Pendant l’expérimentation, les gaz dans les pores sont évacués puis le mercure est injecté dans l'échantillon (Figure 2.12). La pression d'intrusion est progressivement augmentée (intrusion de mercure) et le volume de mercure injecté dans les pores de l'échantillon est enregistré. Ce volume est obtenu en mesurant la variation du niveau de mercure dans un tube capillaire calibré.

La méthode classique d'analyse des résultats est basée sur la loi de Laplace et le modèle des pores cylindriques de diamètres équivalents ayant des rayons différents non interconnectés (pores aveugles). À l'équilibre, la relation entre le diamètre moyen équivalent de pores (d) et la pression d’injection du mercure (P) est donnée par l'équation de Young-Laplace-Washburn [163] :

Pd

ϕσ cos⋅−=

4 (2.6)

Chambre basses pressions

Chambre hautes

pressions

Appareil AUTOPORE IV 9500 Échantillons Bouteille d’Azote

Godet Capillaire

Unité de commande

Vis

Écrou



où φ est l'angle de contact entre le mercure et la phase solide égale à 130° et σ est la tension superficielle air-mercure, de valeur moyenne recommandée égale a 0,485 N/m.

Figure 2.12 : Principe de la porosité par intrusion de mercure [164]

Le pénétromètre est composé d’un capillaire (tige ouverte où pénètre le mercure), d’un godet en verre où placé l’échantillon (tête), d’un vis fermée en métal (bouchon) et d’un écrou en pastique pour le serrage du vis contre le godet après application d’une fine couche de graisse sur le haut de ce dernier. Le choix du pénétromètre est réalisé sur la base de la nature de l'échantillon (échantillons pulvérulents ou massifs) et de sa porosité estimée au préalable par un test. L’échantillon que peut contenir le pénétromètre (de volume Vpen connu) doit avoir au maximum 25 mm de hauteur et de diamètre.

Le cycle de l’essai débute par une mise au vide jusqu'à un certain palier après l’insertion du pénétromètre muni de l＇échantillon dans la cellule de basse pression (BP). Il se prolonge par une augmentation progressive de la pression de mercure (supérieure à la pression capillaire pour obliger le mercure à pénétrer dans les pores) à l'aide de l'azote suivant les différents paliers de pression programmés. La quantité de mercure injectée correspond alors à un volume de pores pour le diamètre donné pour chaque palier de pression. L’ensemble vis, écrou et le pénétromètre avec et sans échantillon sont pesés (Mbloc et Mpen). L’étape suivante consiste à placé l’ensemble dans la cellule haute pression (HP). Le volume total de l’échantillon Véch et le volume des pores Vpores sont enregistrés et la porosité totale n est donnée alors par la relation suivante :

( ) %%% 100MMMV

V100

VV

n

m

spenblocpen

éch

pores

éch ×

γ

−−−

=×= (2.7)

où mγ est la masse volumique de mercure.

Évacuation Éjection de mercure

Application de pression



D’autres propriétés telles que la masse volumique apparente et absolue peuvent être également obtenues [75]:

éch

sapp V

M=ρ et

poreséch

sabs VV

M−

=ρ (2.8)

1.2.3. Calorimétrie différentielle à balayage (DSC) :

La calorimétrie différentielle à balayage, abrégé en DSC (Differential Scanning Calorimetry), est une technique d'analyse thermique qui se base sur la mesure de la différence de flux de chaleur à partir de la mesure de la différence de température entre une capsule contenant l’échantillon analysé et une capsule vide de référence [165].

Deux familles de DSC existent: la DSC à compensation de puissance (Figure 2.13), composée de deux fours asservis via deux thermocouples, et la DSC à compensation de température, composée d’un seul four contenant à la fois les capsules de l’échantillon et de la référence. Contrairement au deuxième type, dans la DSC à compensation de puissance, les capsules de l’échantillon et de la référence ne présentant aucun contact thermique entre eux.

Figure 2.13 : Principe de la DSC à compensation de puissance [166]

Les températures de transition vitreuses des polymères, Tg, ont été ainsi mesurées à ±1°C par la technique de DSC à compensation de puissance en utilisant un calorimètre TA instruments DSC Q100 (Figure 2.14), à une vitesse de montée en température de 10°C/min et en employant quelques milligrammes (environ 15 mg pesés avec une balance Mettler ayant une précision de ±0,01 mg) de polymère introduits dans une capsule (TA Instruments) en aluminium munie d’un couvercle. Les analyses sont réalisées sous balayage d'un gaz inerte (l'argon) pour éviter toute réaction du matériau à étudier avec l’atmosphère du four.

Figure 2.14 : Dispositif de mesure de la température de transition vitreuse

Sondes platine

Filament chauffant de la référence

Filament chauffant de l’échantillon

Appareil de serrage des capsules

Balance Mettler à ±0,01 de précision



1.2.4. Spectrométrie infrarouge (IR) :

La spectrométrie infrarouge (IR) est certainement l'une des techniques analytiques les plus importantes disponibles aux scientifiques d'aujourd'hui pour l'analyse qualitative d'une molécule [167]. Cette dernière est composée d’atomes liés entre elles par des liaisons qui peuvent être considérées comme des ressorts qui possèdent des fréquences de vibration propres (vibrations de valence ou d'élongation et vibrations de déformation angulaire) et qui absorbent les rayons électromagnétiques d’énergie correspondante. Ainsi, une molécule exposée à un rayonnement infrarouge, absorbe une certaine quantité d'énergie qui, si elle est voisine de l'énergie de vibration d'une partie de cette molécule, sera absorbée par cette dernière et on enregistrera une diminution de l'intensité lumineuse réfléchie ou transmise.

L’IR permet de mettre en évidence la présence d'une liaison particulière par rayonnement ayant une longueur d’onde λ qui varie entre 0,1 cm et 1000 µm [156]. Le domaine IR est devisé en trois sous-domaines (IR porche, IR moyen, IR lointain) mais la majorité des applications utilisent l’IR moyen dont λ s'étend de 2,5 à 50 µm soit en nombre d'onde de 4000 cm-1 à 200 cm-1. La relation entre longueur d'onde et nombre d'onde est donnée par l’équation suivante:

( ) ( ) 10000cmondednombre

1µmondedlongueur 1 ×′

=′− (2.9)

Le nombre d'onde est l'unité encore le plus couramment utilisée en spectrométrie IR. Il a l'avantage d'être directement proportionnel à la fréquence (donc à l'énergie) du rayonnement absorbé.

Un des grands avantages de la spectrométrie infrarouge est qu’elle est praticable théoriquement à n'importe quel échantillon se trouvant dans n'importe quel état (liquides, solutions, pâtes, poudres, films, fibres, gaz, surfaces planes) à condition de faire un choix judicieux de la technique d'échantillonnage. De plus, les spectromètres IR actuels sont simples d’utilisation et sont relativement bon marché.

Pour analyser nos matériaux, du polymère (liquide) et du BR (poudre), un spectromètre IR à transformée de Fourier (IRTF) Bruker Optik (modèle Tensor 27) a été utilisé (Figure 2.15).

Figure 2.15 : Appareil de spectrométrie InfraRouge à Transformé de Fourrier

Spectromètre

Échantillon



Pour la préparation des échantillons destinés à l’analyse spectrale (doivent être homogènes), les BR sont réduits en poudre, ayant une finesse finale inférieure à 40µm, par l’intermédiaire d’un vibro-broyeur à disques Retsch RS 200 (Figure 2.16).

Figure 2.16 : Préparation (broyage) d’échantillon pour spectrométrie IR

Le traitement graphique des spectres est entièrement informatisé grâce au logiciel Opus (version 4.0). Ces spectres représentent des courbes de transmittance T (en %) ou d’absorbance (log(1/T)) en fonction du nombre d＇onde. L'interprétation d’un spectre IR repose sur l’étude des vibrations des groupes. Elle est basée sur la détermination de la fréquence et de l’intensité des bandes d'absorption caractéristiques et des modes vibrationnels. La littérature regorge d’un grand nombre de spectres qui ont été interprétés et plus particulièrement une quantité énorme de spectres de polymères est tabulée.

1.2.5. Analyse par diffraction des rayons X(RX) :

La diffractométrie de rayons X est une méthode d'analyse physico-chimique qui ne fonctionne que sur des matériaux composés d’un nombre relativement important de cristaux aux orientations non préférentielles tels que les minéraux, les métaux et les produits organiques cristallisés [168]. Elle ne s’applique donc pas sur la matière amorphe comme les liquides, les verres et les polymères.

L'échantillon sous la forme d'une poudre (réduit par broyage comme dans cas du IRTF) étalé aléatoirement sur une plaquette solide plate, est bombardé par un faisceau de rayons X monochromatiques et parallèles de longueur d’onde λ=1,542Ǻ, produit grâce à une anticathode (anode) de cuivre ayant une énergie du rayonnement de 8,047 KeV. Un détecteur de RX, modèle Philips PW22 13/20 (Figure 2.17), fait le tour des particules orientées au hasard pour mesurer l’intensité du rayonnement X diffracté dans certaines directions.

Échantillon solide

Vibro-broyeur à disques Retsch RS

Échantillon en poudre

Couvercle Anneau de

broyage

Bol de broyage



En pratique, l’échantillon est tourné d’un mouvement uniforme autour d’un axe situé dans son plan (cercle goniométrique) en même temps que le détecteur. Pour un angle d’incidence θ, l’angle mesuré par le compteur (détecteur) sera donc 2 θ. L’effet parasite du faisceau incident dans les petits angles (2θ< 3°) est éliminé grâce à un diaphragme à couteau et les directions dans lesquelles les rayons sont constructives, pics de diffraction, sont données par la loi de [169] :

λ=θsind2 (2.10)

avec : d est la distance inter-réticulaire, distance entre deux plans cristallographiques ; - θ est l’angle d’incidence dit aussi angle de Bragg ;

- λ est la longueur d'onde des rayons X.

Figure 2.17 : Diffractomètre des rayons X (Philips PW22 13/20)

L’acquisition des faisceaux susceptibles de diffracter est effectuée par une unité de contrôle et on obtient par la suite le diffractogramme ou spectre qui est la courbe de l’intensité des rayons X diffractés en fonction des angles de diffraction.

L’identification des principales phases minérales est réalisée à l’aide du logiciel Bruker A.X.S en utilisant la base de données cristallographique Eva.

La position des pics de diffraction permet l’identification des principales phases minérales et donc la détermination de la composition cristallographique de l’échantillon à l’aide du logiciel Bruker A.X.S en utilisant la base de données cristallographique Eva.

1.2.6. Essai de conductivité thermique

L’élévation de température entraîne des forts changements au niveau de la microstructure du béton, des changements qui entraînent une modification des propriétés mécaniques surtout. En effet, un chauffage conduit à une dégradation mécanique du béton à travers la formation de microfissures. Celles ci augmentent la conductivité du matériau et donc rendent les phénomènes de transport encore plus importants [170]. Une connaissance des propriétés thermiques (conductivité thermique, diffusivité, chaleur spécifique) est donc

Amplificateur

Porte échantillon

Tube des rayons X

Gonimètre

Détecteur



nécessaire pour une description du comportement du béton à hautes températures.

L’étude de la conductivité thermique est d’un grand intérêt technologique surtout pour les applications qui nécessitent l’utilisation de matériaux à basse ou à haute conductivité thermique [171]. Cette grandeur physique caractérisant les matériaux lors du transfert thermique provoqué par une différence de température entre deux régions d'un même milieu ou entre deux milieux en contact (conduction) est notée λ (ou κ). Elle n’est pas, strictement, une propriété du matériau puisqu’elle dépend quelques fois d’un grand nombre de paramètres y compris la méthode de fabrication, l’histoire et la nature du matériau, la température, la pression, l’humidité, la présence des fissures et même l’état de surface [172]. De point de vue numérique elle est représente la quantité d’énergie-chaleur transférée par unité de surface isotherme dans une unité de temps sous un gradient de température unitaire. La conductivité thermique des divers matériaux est, en général, déterminée expérimentalement par des méthodes de mesure basées pour la plupart sur la mesure du flux surfacique et de gradient de température [173].

La technique utilisée dans cette étude est le disque chaud (hot disk), une technique développée par Dr. S. Gustavsson (1989) et elle appartient à la méthode de la source chaude limitée initialement présentée sous le vocable de source plane transitoire (Transient Plane Source). La méthode consiste à imposer un flux de chaleur uniforme dans un plan séparant deux échantillons symétriques d'extension infinie. On enregistre l’augmentation de la résistance de la sonde qui correspond à l’augmentation de la température en fonction du temps. Quatre paramètres thermiques sont déterminés: conductivité, effusivité, diffusivité et la chaleur spécifique (deux d’entre eux sont mesurés, les deux autres sont déduits).

Un analyseur de propriétés thermo-physiques Hot Disk TPS 1500 (Figure 2.18) utilisant la méthode de la source chaude limitée a été utilisé dans cette étude. L’appareil est équipé d’une sonde de modèle 8563 (de rayon 9,908 mm) constituée d'une double spirale en métal, souvent du nickel, sur un support en kapton qui fournit l'isolation électrique et la stabilité mécanique à la sonde. Elle est placée entre deux moitiés d'un échantillon (Ø16cm x 5cm, 5cm x 5cm x 15 cm) du matériau à caractériser.

Figure 2.18 : Dispositif et outils de mesure de la conductivité thermique

Unité de commande

Sonde modèle 8563

Thermal Constants Analyser TPS 1500

2 moitiés de l’échantillon analysé



1.2.7. Essai de mesure de la compacité du squelette granulaire

L’objectif principal de l’essai est de trouver un mélange granulaire ayant une bonne compacité donc un mélange avec le minimum possible de vides.

La compacité de l'empilement des gravillons est mesurée sur un échantillon de 7,5 kg pour le gravier et de 3 Kg pour le sable tout en ayant le choix de réduire cette quantité en cas de manque de matériau [174]. Pour tenir compte de l’efficacité de l’énergie fournie au mélange pendant la mise en place, les modèles de calcul de compacité propose l’utilisation de l’indice de serrage K qui est directement relié au procédé de remplissage; Déversement, piquage avec tige, vibration, pression statique de 10 KPa et vibration associé à une pression de 10 kPa [175]. C’est ce dernier procédé qui va être utilisé dans cette étude. En effet, le matériau est déposé (sur 3 couches pour éviter les phénomènes accompagnant le remplissage tel que la ségrégation) dans un cylindre métallique, qui a une dimension identique à celle des échantillons cylindriques dans les études de performances mécaniques du BHC c’est à dire Ø16x32 cm (Figure 2.19), fermé par un piston exerçant une pression de 10 kPa et soumis à une vibration de 150 Hz pendant 1 minute (9000 cycles/min) par l’intermédiaire d’une table vibrante (procédé de mise en place similaire à celui utilisé pour la fabrication du béton).

Figure 2.19: Dispositif de mesure de la compacité

La compacité de chaque mélange est calculée en divisant la masse de l’échantillon par la masse volumique absolue moyenne du granulat, puis par son volume total après la réalisation de l’essai et elle s’exprime par la relation suivante :

rdrd

1VM C

ρρρ

⋅== (2.11)

Cales de longueur L> ØM

Jauge de profondeur

Table vibrante

Piston Øp= ØM interne – 1mm Masse ≈20 Kg

Granulats étudiés

Moule ØM =160±2mm H=320±2mm



avec :

- ρ : masse volumique apparente du matériau (g/cm3) ;

- rdρ : masse volumique réelle au sens de la norme NF EN 1097-6 (g/cm3) ;

- M: masse de l’échantillon (g) ;

- HS V ×= : volume mesuré (cm3) ;

- 4D S 2π= et D : diamètre du cylindre en cm ;

- PAV H - H-H H = : hauteur de l’échantillon après l’essai en cm;

- VH : hauteur à vide du cylindre métallique en cm;

- AH : distance en cm entre le sommet des cales positionnées en haut du moule et le sommet du piston ;

- PH : hauteur du piston en cm.

Chaque valeur expérimentale est la moyenne de trois mesures (2 échantillons au minimum) et exprimée avec 3 décimales.

1.2.8. Observations au microscope électronique à balayage (MEB) :

La microscopie électronique à balayage (MEB ou SEM anglais pour Scanning Electron Microscopy en) est une technique d’observation capable de produire des images en haute résolution de la surface d’un échantillon.

Certes le coût du MEB est comparable à celui d'un microscope optique, mais la technique apporte les informations et avantages suivants [176]:

• pratiquement aucune préparation de 1'échantillon, mais juste un prélèvement d’un échantillon cubique de quelques centimètres de volume ;

• reprise ultérieure de 1'examen grâce à l’observation non destructive de la méthode ;

• observation du microrelief de l’échantillon à un grandissement de variable de 20 à 40000 avec un pouvoir de résolution latéral inférieure à et une profondeur de champ d’environ 1 mm pour un grandissement de 20 et 1µm pour un grandissement de 20000.

• possibilité d'une analyse chimique locale.

Le principe du MEB consiste en un faisceau d’électrons primaires, issu du canon d’électrons, qui vient frapper la surface de l’échantillon à analyser qui, en réponse, réémet un spectre de particules ou rayonnements. L’analyse de ces particules par différents détecteurs permet alors de reconstruire une image en trois dimensions de la surface en utilisant le principe des interactions électrons-matière (Figure 2.20).

Au cours d’un choc entre les électrons primaires les atomes de l’échantillon, un électron primaire peut céder une partie de son énergie aux atomes, provocant ainsi une ionisation



Électrons secondaires

Électrons rétrodiffusés

Électrons Auger

Rayon X

par éjection de l’atome. Les (ou le) électrons éjectés, dits secondaires, possèdent généralement une faible énergie (environ 50 eV) et sont très sensibles aux variations de la surface de l’échantillon ce qui permet donc d’obtenir des renseignements sur la topographie de l’échantillon.

Figure 2.20 : Interactions électrons-matière.

Certains électrons réagissent de façon quasi élastique (conservation de l’énergie cinétique) avec les atomes de l’échantillon et sont réémis dans une direction proche de leur direction d’origine avec une faible perte d’énergie. Ces électrons, dits rétrodiffusés (back-scattered, BE), ont une énergie relativement élevée (jusqu’à 30 KeV) et la résolution atteinte avec ces électrons est relativement faible (de l’ordre du micromètre). Un atome bombardé, entre dans un état excité par l’éjection d’un électron d’une couche profonde. Un électron d’une couche supérieure vient combler la lacune créée par l’électron initialement éjecté et l’atome ionisé se désexcite en émettant un photon X ou en un électron Auger [177].

Les échantillons des BR ont été préalablement recouverts d'une fine couche d’or à l’aide d’un métaliseur Polaron SC502 de chez Fisons instruments puis les faciès sont analysées par un MEB de type Leica S430i (Figure 2.21) en mode des électrons rétrodiffusés (BE) sous une tension de l’ordre de 20 KV.

Figure 2.21 : Microscope électronique à balayage et porte échantillons.

Métaliseur Polaron SC502 Canon d’électrons

Porte échantillons Échantillons métallisés en BR



2. Matériaux utilisés dans les formulations

Le but de cette partie est de présenter les caractéristiques des matériaux utilisés.

2.1. Caractérisation du liant polymérique

Les résines époxydes utilisées en Génie Civil doivent répondre à un cahier de charge fonction des conditions de mise en œuvre et de mise en service. De ce fait, le choix des matériaux en général et de la résine particulièrement est une étape très importante pour pouvoir développer un béton résineux qui répond aux contraintes parmi lesquelles figure la nécessité d’avoir une polymérisation presque complète à température ambiante (généralement entre 5°C et 35°C) entre les composants de base (pré-polymère et durcisseur) qui doivent être suffisamment réactifs dans ce plage de températures. On privilégie ainsi les durcisseurs à base de diamines aliphatiques ou cycloaliphatiques à la place des amines aromatiques agissant généralement à chaud. D’autres conditions telles que la consistance de la résine (viscosité), les propriétés du polymère après réticulation et même la disponibilité des matériaux (résine-granulats) dans la région où se trouve le projet à réaliser ainsi que leurs compatibilités peuvent conditionner le choix des matériaux entrant dans la formulation du BR.

La résine époxyde utilisée dans cette thèse est issue d'un mélange au taux pondéral suivant: 100 parts de résine Eponal 371 et 60 parts de durcisseur de même dénomination selon les consignes du fabricant BOSTIK (Tableau 2.4).

Tableau 2.4: Quelques caractéristiques techniques de la résine utilisée

La formule chimique de chacun des composants (résine et durcisseur) est un secret rigoureusement conservé par le fabriquant. Nous nous sommes alors focalisés sur la détermination de sa nature chimique par spectroscopie infrarouge à transformée de Fourier afin de mieux comprendre les interactions qui peuvent se produire entre l’environnement et le BR dont la matrice est principalement constituée de polymère. Les spectres infrarouges correspondants des différentes composantes sont présentés en Annexe 2.

Caractéristiques Résine Durcisseur Mélange

Aspect Liquide épais Liquide épais Liquide épais

Couleur Blanchâtre Beige Beige

Densité à 23°C 1,48 − 1,53 1,35 − 1,41 1,42 − 1,48 Viscosité Brookfield LVT

à 23 °C Aig.4 60 t/min 3000 à 8000

mPa.s 7000 à 16000

mPa.s 5000 à 12000

mPa.s



2.1.1. Le pré-polymère :

Les résultats de l’analyse par spectroscopie IRTF sont regroupés dans le Tableau 2.5:

Tableau 2.5: Principales attributions des bandes du pré-polymère par spectroscopie IRTF

Ces analyses ont montré que le pré-polymère époxyde utilisé s'avère être le DGEBA (diglycidyléther de bisphénol A), résultat de la polycondensation d’un groupement d’époxyde (l’épichlorhydrine) avec un diol (le bisphénol A), de structure chimique indiquée par l’image suivante (Figure 2.22).

Figure 2.22 : Polycondensation d’un époxyde et d’un diol

Les spectres IRTF du pré-polymère présentent aussi des vibrations caractéristiques des composants formées par des charges majoritaires de calcites CaCO3 (Carbonate de calcium) et des charges siliceuses SiO2 secondaires.

2.1.2. Le durcisseur :

Le Tableau 2.6 présente les bandes d’absorption de la spectroscopie IRTF infrarouge pour le durcisseur.

Si on compare l’intensité de la bande se situant au voisinage du pic de faible intensité vers 2919 cm-1 avec celle de la résine, on constate qu’il n’y a pas beaucoup de CH dans le durcisseur c'est-à-dire que les carbones sont entourés majoritairement par d’autres carbones

Bandes d’absorption caractéristiques (cm-1) Composés identifiés

2924 C-H d’un groupement méthylène (CH2) dans un hydrocarbure saturé (aliphatique).

et 1607 et 1507 liaison double C=C dans un groupe aryle (benzénique).

1239 C-O symétrique d’un aryle Ar-O-C.

915 vibration du cycle oxirane :

, et 915, 828 et 712

confirme que ce groupement aryle est para substitué c'est-à-dire les chaines sont placés de part et d’autre du cycle :

, et 1453, 862 et 712 caractéristiques des charges calcites CaCO3 (Carbonate de calcium)

1107, 1033, 1011 et 971 correspondent à des vibrations caractéristiques des charges formées majoritairement par du silice.



et non pas par des hydrogènes.

Tableau 2.6: Principales attributions des bandes du durcisseur par spectroscopie IRTF

Les analyses ont montré que le durcisseur ne peut pas être un polyamide à cause de l’absence d’un atome d'azote lié sur son groupement carbonyle (C=O) au voisinage de la bande la plus caractéristique qui sort vers 1700 cm-1. Un constat appuyé par l’absence de liaison N-H vers 3350-3180 cm-1. Comme dans le cas du pré-polymère, des charges de carbonate de calcium et de silice sont présents. D’après les analyses faites, le durcisseur est une amine tertiaire aliphatique de structure chimique :

Figure 2.23 : Structure d’une amine tertiaire aliphatique.

2.1.3. La résine réticulée :

Les spectres infrarouges de la résine réticulée (Annexe 2), résultant du mélange avec les proportions stœchiométriques du pré-polymère et du durcisseur, montrent un pic de très faible intensité (pic vers 2920 cm-1) qui correspond à des liaisons C-H ; la majorité des hydrogènes sont substitués au cours de la réaction entre la résine et le durcisseur. En plus, des pics déjà présents dans les spectres du pré-polymère ou du durcisseur ( , , , et ) enregistrent leurs présences mais avec une légère différence qui consiste à un affaiblissement de l’intensité de quelques bandes due au changement de la symétrie des molécules et un élargissement de la bande vers 1417 cm-1 expliqué par les interactions et les liaisons intermoléculaires. La nature des charges dans le pré-polymère et dans le durcisseur a d'ailleurs été confirmée par analyses en diffraction des rayons X (Figure 2.24).

Bandes d’absorption caractéristiques (cm-1) Composés identifiés

3276 liaisons O-H font parties des molécules H2O présentes dans l’humidité ambiante.

2919 C-H appartenant à un groupement méthylène (carbone lié à deux

hydrogènes) dans un hydrocarbure saturé (aliphatique).

1606 bande attribué à une double liaison C=C.

et 1451 1258

attribué à une liaison C-N d’amine aliphatique.

, et 1451, 873 et 712

Les pics caractéristiques des vibrations des charges calcites.

et 1082, 1043, 1025 et 697

Les pics caractéristiques des silices.



Figure 2.24 : Diffraction des rayons X de la résine réticulée

La température de transition vitreuse moyenne Tg a été obtenue par DSC en imposant une vitesse de monté et de descente de 10°C avec un palier de stabilisation de 2 minutes jusqu’à la température maximale d’exposition contrôlée à 200°C. Le programme thermique est détaillé dans la Figure 2.25.

Figure 2.25 : Programme thermique utilisé pour les analyses DSC

Les analyses ont été effectuées sur deux cycles : un premier cycle de chauffage afin d’éliminer l’histoire thermique de l’échantillon et un second cycle afin de mesurer Tg du matériau. La température de transition moyenne obtenue après le deuxième passage est de 93°C (Figure 2.26).

Figure 2.26 : Thermogramme par DSC de la résine réticulée à 200°C.

Inte

nsité

(cps

)

2 thêta (°)

T=20°C (3min)

T=200°C (3min) T=200°C (3min)

T=20°C (3min)

10°C/min

10°C

/min

10

°C/m

in

10°C/min

T=20°C (3min)

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 18 36 54 72 90 108 126 144 162 180 198 Température (°C)

Flux

de

chal

eur

(mW

)

Exo Up

61,77 °C

86,57 °C

Tg=82,51 °C



La transformation de la résine est effectuée par coulée dans des moules en silicone conçus pour la traction directe et dans des moules métalliques ou en carton pour la flexion 3 points et la compression (cylindre Ø13mm×26mm) selon les dimensions déjà mentionnées. Après conditionnement à température ambiante pendant 24 heures, les éprouvettes sont démoulées et sont conservés à 23°C et 48% de HR pendant 7 jours de cure.

Le comportement de la résine réticulée en termes de perte de masse après exposition à des hautes températures à partir de la température ambiante est analysé à l’aide de thermogramme obtenue par analyse thermogravimétrique (ATG). Les essais sont réalisés par l’intermédiaire d’un appareil TA instruments TGA Q50 sous un environnement d’argon avec une vitesse de montée en température de 20°C. Le thermogramme peut être divisé en 3 parties (Figure 2.27) ; la première entre 23°C et 100°C, la deuxième entre 100 et 286 °C et la troisième phase s’étend sur le reste de la plage des températures d’exposition.

La première phase montre une perte de masse avec une pente légère suivie d’une deuxième phase où la masse diminue avec l’augmentation de température d’une manière moins remarquable que dans l’étape précédente. La dernière étape présente une diminution très importante de la masse en fonction de la température d’exposition.

Figure 2.27 : Thermogramme par ATG de la résine réticulée.

Pour analyser le comportement de la résine réticulée vis-à-vis les sollicitations en traction, en flexion et en compression, les courbes contrainte-déformation ou charge-flèche (Figure 2.28) ont été tracées. Ces courbes correspondent à un essai représentatif et non à une moyenne. Les éprouvettes testées enregistrent une résistance mécanique moyenne de 36 MPa en flexion, de 73 MPa en compression et de 24 MPa en traction.

Le comportement de la résine réticulée en flexion et en traction est quasi-linéaire avec une rupture fragile. En effet, l’allure de la courbe contrainte-flèche en flexion connaît deux phases, linéaire au départ puis non linéaire au voisinage de la rupture. En compression, le comportement présente différentes étapes à savoir une partie initiale non linéaire jusqu'à l'obtention d'un maximum de contrainte suivi par un adoucissement qui



se poursuit jusqu’à une valeur minimale de contrainte avant que le matériau s'écrouit avec une pente ascendante en déformation.

Figure 2.28 : Comportement à la traction (a), à la flexion (b) et en compression (c) du polymère réticulé.

2.2. Caractérisation des charges minérales

2.2.1. Propriétés physiques :

Les bétons étudiés ont été tous confectionnés avec des granulats (sable et gravillons) semi-concassés de type silico-calcaires en provenance de la carrière GSM Achères (Figure 2.29):

Figure 2.29 : Charges minérales utilisées dans la confection du béton.

Le Tableau 2.7 regroupe quelques propriétés physiques des granulats utilisés:

Tableau 2.7: Propriétés physiques des granulats.

Propriétéés Sable Gravier

Classe granulaire 0/4 4/10

Masse volumique réelle (g/cm3) 2,477 2,532

Masse volumique spécifique (g/cm3) 2,539 2,673

Module de finesse 2,46 —

0

10

20

30

40

50

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1Fléche (mm)

Con

train

te (M

Pa)

0

5

10

15

20

25

30

0 0.003 0.006 0.009 0.012Déformatrion (mm/mm)

Cont

rain

te (M

Pa)

(a) (b)

0

20

40

60

80

100

0 0.05 0.1 0.15 0.2Déformation (mm/mm)

Cont

rain

te (M

Pa)

(c)

Gravillons Sable



2.2.2. Analyse granulométrique :

La Figure 2.30 représente les analyses granulométriques réalisées sur le gravier et le sable utilisés dans les formulations.

Le sable utilisée possède un module de finesse de 2.46 et un équivalent de sable de 81,3%, ce qui correspond à un sable propre à faible proportion de fines argileuses et de granularité préférentielle. Le gravier possède une courbe serrée puisqu’il a un coefficient d’uniformité Cu égale à 1,39 alors que le sable présente une courbe uniforme avec Cu égale à 4,36.

Figure 2.30 : Analyses granulométriques des granulats utilisés.

2.2.3. Analyse chimique par diffraction des rayons X :

La Figure 2.31 et la Figure 2.32 correspondent aux diffractogrammes obtenus par diffraction des rayons X d’une poudre des granulats sable et gravier respectivement.

Les spectres montrent la présence des pics relatifs à l’élément silice (SiO2) et l’absence des pics caractérisant le carbonate de calcium (CaO3), une absence qui peut être attribuée à la faible proportion du CaO3 présent dans la prise d’essai.

Figure 2.31 : Diffraction des rayons X Du sable.

Inte

nsité

(cps

)

2 thêta (°)



Figure 2.32 : Diffraction des rayons X du gravier.

2.3. Ignifugeants :

Deux ignifugeants appartenant à la famille des retardateurs de flamme minéraux et inorganiques (décrite précisément dans le paragraphe 1.1.2.3.2.c) ont été utilisées pour l’ignifugation des BR. Le premier de type phosphoré est un polyphosphate d’ammonium de formule (NH4PO3)n avec n >1000 commercialisé sous le nom Exolit AP422 et fourni par la société Clariant. Le deuxième est un hydroxyde de métal et précisément un trihydrate d’aluminium commercialisé par la société Albemarle sous le nom de Martinal ON-313 et de formule Al(OH)3.

2.3.1. Analyse thermogravimétrique :

Le Tableau 2.8 regroupe les caractéristiques des différents ignifugeants utilisés. T5% correspond à la température à laquelle 5% de perte de masse est observée par analyse thermogravimétrique (ATG). Les analyses ATG sont données en Annexe 3.

Tableau 2.8: Caractéristiques des ignifugeants utilisés.

2.3.2. Analyse infrarouge:

Des analyses infrarouges ont été effectuées sur les ignifugeants APP et ATH. Les figures 2.33 et 2.34 présentent les spectres infrarouges de l’APP et de l’ATH respectivement.

L’indexation des pics caractéristiques des ces deux matériaux est donnée dans le Tableau 2.9.

Composés Appellation Granulométrie (µm) T5% g/cm(3).

Polyphosphate d’ammonium APP 15 350 1.90

Trihydrate d’aluminium ATH 11 à 15 280 2.40

2 thêta (°)

Inte

nsité

(cps

)



Figure 2.33 : Spectre infrarouge de l’APP.

Figure 2.34 : Spectre infrarouge de l’ATH.

Tra

nsm

ittan

ce (%

)

Nombre d’onde (cm-1)

Tra

nsm

ittan

ce (%

)


P-O-P



Tableau 2.9: Principales attributions des bandes des ignifugeants par spectroscopie IRTF

2.4. Le ciment

Le ciment utilisé pour la confection des BHC est de type CEM I 52.5 N CE CP2 NF de Villiers au Bouin distribué par la société Ciments Calcia. Il est essentiellement constitué de 98% de clinker de Villiers au Bouin et de 2% de fines de cru. Les principales caractéristiques physiques, mécaniques et la composition minéralogique du ciment utilisé (Tableau 2.10) sont données dans le tableau suivant :

Tableau 2.10: Composition minéralogique et principales caractéristiques du ciment employé.

2.5. Super-plastifiant

Un adjuvant, appartenant à la famille des superplastifiants, de type Cimfluid 3002 à base de polycarboxylates modifiés (commercialisé par la société AXIM Italcementi Group) a été employée pour assurer une plasticité satisfaisante des différentes formulations sans varier la

Matériau Bandes d’absorption caractéristiques (cm-1) Composés identifiés

3523, 3437 et 3370 Vibrations d’élongation des liaisons OH

3618 bande relative aux ions [OH]- (OH libres)

1015 et 966 est associé à une liaison Al-O.

ATH

et 914, 734 et 661 Vibrations d’élongation typiques des liaisons Al-O.

1244 pic intense attribué à la liaison P=O. Cette bande renseigne sur l’ester phosphate (RO)3P=O.

1056 et 1009 Deux pics relatifs à R-O

797, et 881 Vibrations de déformation de liaison P-O

3009 Vibration relatif à +

4NH

APP

et 1682 et 1423 Vibration d’allongement de

+4NH

CEM I 52.5 N CE CP2 NF de Villiers au Bouin

Composition minéralogique

C3S 66,9

C2S 10,7

C3A 8,4

C4AF 7,6

Propriétés physiques et mécaniques Classe vraie σ’c28 (MPa) 61,3

Surface spécifique (cm2/ g) 3590

Masse volumique spécifique (g/cm3) 3,13



quantité de la pâte liante par rapport à la quantité du squelette granulaire. Ce dernier point sera expliqué en détails dans ce qui suit.

Le superplastifiant utilisé, conforme à la norme EN 206-1, a une masse volumique de 1080 Kg/m3 à 20°C, un PH de 5.5, un extrait sec de 30.8 % (NF EN 480-8) et une viscosité de 60 cps à 20°C. Le dosage conseillé varie de 0.2 à 2.5 kg par 100 Kg de ciment.

3. Modes de préparation des bétons

3.1. Mode de fabrication du béton à base d’époxyde

Avant de procéder à la fabrication proprement dite du béton de résine, des étapes préliminaires sont nécessaires pour l’obtention d’un produit identique à lui-même et pour minimiser l’effet des éléments liés à l’état et la qualité des matériaux entrant dans la composition du BR à fabriquer et aussi à la méthode de fabrication. Les constituants doivent être donc stockés dans les conditions favorables selon les consignes du fabricant ou les règles de l’état de l’art. En effet, les granulats doivent être séchés à 105°C pour plus de 24 heures et la résine (durcisseur et pré-polymère) doit être stockée dans une salle à température contrôlée.

Une autre étape importante est le nettoyage des moules et l’application d’une couche séparatrice entre le BR et les moules pour assurer un démoulage facile et sans risque d’exercer des contraintes parasites autres que les contraintes appliquées aux échantillons pendant les essais mécaniques. Trois méthodes ont été utilisées ; la première et la deuxième consiste à appliquer une couche en téflon ou envelopper les cloisons et la base des moules avec un film plastique très fin. Ces deux techniques ont enregistrés un échec du au faible rendement de l’agent de démoulage pour la première (perte des échantillons) et à l’obtention d’une surface très rugueuse pour la deuxième. L’essai de quelques agents de démoulage a abouti au choix d’un agent de démoulage convenable. Il s’agit d’une cire en phase solvant (agent de démoulage 841 fourni par Axson) à appliquer en couches sur un moule propre en lustrer entre chaque couche. Ce traitement est à appliquer quelques minutes à l’avance de la phase du remplissage.

Le processus de fabrication se déroule comme suit : • mélange pendant trois minutes du pré-polymère et du durcisseur en respectant les

proportions massiques 100/60. Le malaxage se fait manuellement à l’aide d’un agitateur métallique (hélice) de diamètre 60 mm monté sur perceuse ayant une vitesse de rotation comprise entre 200 à 300 tr/min (Figure 2.35);

• introduction sur 3 fois de 1/3 de la masse granulaire sans arrêter le malaxeur. Chaque introduction est suivie d’un malaxage pendant 3 minutes. Ainsi, la phase de malaxage se termine ; on obtient alors du BR à l’état frais et la phase de remplissage peut commencer ;



Figure 2.35 : Constituants du BR et processus de malaxage.

• les moules sont remplis sur trois couches (échantillons cylindriques et prismatiques) et chaque couche reçoit 40 coups avec une barre métallique pesant de 200 grammes.

Cette phase s’achemine par l’arasement de la surface supérieure des éprouvettes avec une réglette selon mouvement de scie ;

Figure 2.36 : Échantillons cylindriques et prismatiques de BR.

• démoulage des échantillons (Figure 2.36) et conservation dans une salle contrôlée en température et en humidité (23°C et HR de 48%) jusqu’à l’échéance des essais mécaniques.

3.2. Mode de fabrication du béton hydraulique

Les modalités de fabrication des éprouvettes BHC commence par la préparation du mélange eau-superplastifiant et du malaxage à sec des granulats (60 à 90 secondes), introduites du plus gros granulat au plus fin, dans un malaxeur type Couvrot à pale rotative de contenance 90 litres .

Ensuite, on ajoute le mélange eau-superplastifiant en malaxant pendant 5minutes en totale. Après le contrôle de la consistance avec le cône d’abrams, le béton est coulé sur deux étapes dans des moules prismatiques et cylindriques. Chaque couche subie une vibration pour 10 à 15 secondes avec une table vibrante. Les éprouvettes sont conservées dans les mêmes conditions que celles du BR jusqu’à l’échéance des essais mécaniques. Les BHC sont protégés contre la dessiccation par la couverture des moules par un film plastique.

Pré-polymère Durcisseur

GravierSable

Perceuse Agitateur



CChhaappiittrree IIIIII.. OOppttiimmiissaattiioonn ddee llaa ffoorrmmuullaattiioonn dduu bbééttoonn àà bbaassee dd’’ééppooxxyyddee

- 102 -

Chapitre III.

Optimisation de la formulation du

béton à base d’époxyde



Ce chapitre sera consacré en premier partie à l’optimisation du squelette granulaire tout en confrontant les résultats issus de l’expérience à ceux trouvés par le modèle d’empilement compressible (MEC). En deuxième partie, on visera à optimiser la fraction massique de la matrice c'est-à-dire du liant époxydique tout en alliant caractéristiques physico-mécaniques et rentabilité économique (coût). La recherche de cette fraction massique optimale est basée sur une caractérisation des propriétés physiques et mécaniques des formulations adoptées qui se différentient seulement par la masse de résine introduite dans la composition.

1. Optimisation du squelette granulaire

Actuellement il existe une diversité des bétons avec des propriétés extrêmement variables (Béton AutoPlaçant BAP, Béton Haute Performance BHP, bétons avec granulats caoutchouc, bétons fibrés, béton imprégné de résine PIC, béton additionné de résine PCC, Béton de Résine BR…). Une diversité qui n’empêche pas le fait que n’importe quel béton est considéré comme étant un matériau composite associant une phase granulaire et une phase liante. L’arrangement de la première et la structuration de la deuxième influent énormément la structure poreuse du donc la durabilité et les résistances des bétons en général et du béton de résine en particulier. Pour cela la conception d’un béton durable avec les propriétés mécaniques et physiques demandées se base impérativement sur l’optimisation du squelette granulaire et de la phase liante dans le but de minimiser la porosité (ou maximiser la compacité).

1.1. Le Modèle d’Empilement Compressible (MEC)

Dans les dernières décennies, plusieurs méthodes de formulation ont été développées. Elles reposent toutes sur des principes communs parmi lesquelles on trouve le principe de la compacité optimale. Pour la plupart de ces méthodes, elles sont expérimentales de base et ne tiennent pas comptent explicitement des interactions entre les grains à tailles différentes (Figure 3.1).

Figure 3.1: Illustration des effets d’interaction [178].

Il était alors nécessaire que les chercheurs développent des méthodes novatrices qui traitent les lacunes des méthodes antérieures. Parmi ces méthodes novatrices, le Modèle d’Empilement Compressible [178] peut prédire avec une bonne précision la compacité d’un mélange granulaire en se démarquant par la prise en compte des interactions entre les grains en plus des notions nouvelles comme le serrage, l’effet de paroi (exercé par un

Effet de desserrement

Effet de paroi



gros grain dans un empilement de grains fins) et l’effet de desserrement (exercé par un grain fin dans un empilement de gros grains).

Le Modèle d’Empilement Compressible (MEC) est une évolution du Modèle de Suspension Solide (MSS) lui même dérivé du Modèle Linéaire de Compacité (MDC) [179]. Le modèle MSS ([180], [181]) est un lié à la notion de viscosité d’un mélange sec dont la vérification par des séries expérimentales est non validée.

Le modèle d’empilement compressible permet de prédire la compacité réelle d’un mélange (noté Φ) à plusieurs classes à partir de la connaissance de l’énergie de la mise en place, des compacités de chaque classe monodimensionnelle et de la distribution granulaire du mélange. Ce modèle s’appuie sur deux notions physiques :

La compacité virtuelle du mélange (γ ) : c’est la compacité maximale que peut atteindre un empilement granulaire, si tous les grains étaient rangés de manière optimale. Elle ne peut pas être atteindre en réalité. c’est ainsi que la compacité expérimentale (C) est toujours inférieure à la compacité virtuelle ;

l’indice de serrage (K) : est une grandeur représentative de l’intensité de serrage. Lorsque cet indice prend la valeur de l’infini, la compacité réelle Φ du mélange de grains est égale à la compacité virtuelle γ. La notion de l’indice de serrage remplace, dans le MEC, celle de la viscosité du modèle MSS.

Lorsque les interactions granulaires (effet de paroi et effet de desserrement) sont définies à travers la distinction de la classe dominante, la compacité virtuelle d’un mélange à n classes s’exprime par la relation suivante :

( )[ ] [ ]∑ ∑−

= +=

ββ−−β−β+β−−

β=γ 1i

1j

n

1ijjjiijijiiji

ii

ya1y11b11 (3.1)

avec : • iγ : compacité virtuelle lorsque la classe i est dominante, • n : nombre de classe dans le mélange, • iβ : compacité résiduelle de classe i, • jy : proportion de classe j dans le mélange, • ija : effet de desserrement exercé par un grain fin j dans un empilement de gros grains i, • ijb : effet de paroi exercé par un gros grain i dans un empilement de grains fins j.

Il est clair que la compacité virtuelle est inaccessible expérimentalement. Ainsi la formule (1.3) ne peut pas être utilisée directement pour la détermination de la compacité réelle du mélange. En effet, la compacité dépend non seulement du matériau mais également du mode de serrage. En connaissant la compacité virtuelle et l’indice associé au protocole de compaction, la compacité réelle du mélange est donnée par l’expression



suivante :

(3.2)

avec : • K : indice de serrage qui ne dépend que du protocole (ou l’énergie) de compactage • Φ : compacité réelle du mélange de n classes

1.2. Analyses et discussions

Puisqu’il est Basé sur des relations mathématiques, le MEC est donc programmable et un logiciel de calcul, René LCPC [182], a d’ailleurs été développé à cet effet.

Pour une utilisation optimale du logiciel, il est recommandé de déterminer la compacité résiduelle βi de chaque coupure élémentaire (mélange mono-dispersé). Pour cela les granulats sont séparés, si possible, en tranches de rapport diamètre maximum sur diamètre minimum inférieur ou égal à 4.

L’optimisation du squelette granulaire nécessite aussi la connaissance de la compacité de l'empilement individuel de chaque constituant (déterminée expérimentalement), des masses volumiques, les granularités, les paramètres de confinement, les proportions massiques des granulats et l’indice de serrage ou de compaction [179].qui est estimé selon le mode de remplissage adoptée (Tableau 3.1).

Il est connu que la compacité dépend de la méthode de compactage. La méthode de vibro-compactage (§ 2.2.2.7) a été choisie dans cette étude à son exactitude ([183], [184]).

Tableau 3.1: Valeurs de l’indice de serrage pour différents procédés de remplissage [175].

D＇après les résultats obtenus expérimentalement et avec le modèle d’empilement compressible via le logiciel René LCPC, on constate que les compacités expérimentales et théoriques augmentent en augmentant le pourcentage des graviers pour atteindre un maximum entre 35% à 55%. Les valeurs des compacités diminuent après cet extremum avec une pente plus raide (Figure 3.2).

Dans les formulations des BR à confectionner, un rapport G/S massique égale à 0,54 (un mélange composé de 35% en masse de gravier et 65% de sable) est choisie afin d’améliorer l’ouvrabilité de ces bétons. Ce rapport correspondant à une compacité expérimentale de 0.808 et une compacité théorique de 0,823.

Procédé de remplissage

Déversement [Cintré, 1988]

Piquage avec tige [Khanta

Rao et al. 1993]

Vibration [Joisel 1952]

Pression statique 10

MPa

Vibro-compactage [De Larrard1994]

Empilement virtuelle

K 4,1 4,5 4,75 7 9 infini

∑= −

Φ

β=

n

1i

i

i

i

y11

y

K



0.55

0.6

0.65

0.7

0.75

0.8

0.85

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Pourcentage de Gravier (%)

Com

paci

té

Compacié expérimentale.

Compacité théorique

Figure 3.2: Variation de la compacité en fonction du pourcentage du gravier.

2. Optimisation de la fraction massique du liant

2.1. Formulation des bétons de résine et de Béton hydraulique

L’étude bibliographique faite dans le Chapitre I révèle une forte dépendance des performances mécaniques et propriétés et physiques du béton de résine et de la natures de ses composantes (résine, granulats, renforts, fibres,…) ainsi que leurs fractions massiques (Tableau 1.11). La plage s’étendant entre 10 et 16% en masse de liant par rapport à la masse totale du béton de résine est considérée comme état la plage optimale qui allie performances mécaniques et économiques. Cependant cet intervalle varie selon la composition du béton de résine. En effet, la valeur minimale de la fraction massique optimale pour la formulation d’un béton de résine époxydique est estimée à 12%. La fraction massique optimale moyenne est de 15% à peu prés.

Dans cette étude, quatre formulations (Tableau 3.2) de béton de résine, se différenciant essentiellement par la fraction massique du liant époxydique qui varie entre 6% et 16% de la masse totale du BR, ont été adoptées dans le cadre de l’optimisation de la fraction massique du liant.

Tableau 3.2: Dosage des différentes formulations pour la fabrication de 1m3 de BR.

Fraction massique du polymère (%) Constituants (Kg/m3) 6 9 13 16

Pré-polymère 88 127 182 221 Durcisseur 53 76 109 133 polymère 141 203 291 354

Sable 1446 1333 1266 1207 Gravillons 772 718 681 650

Densité théorique 2.359 2.254 2.138 2.211



Le rapport gravier par rapport au sable est pris égal à 0,54 (un mélange composé de 35% en masse de gravier et 65% de sable) selon l’étude réalisée dans la partie précédente concernant l’optimisation du squelette granulaire, un rapport qui correspond à une compacité réelle de 0.808 qui assure un minimum de porosité.

Dans un premier temps, une optimisation de la fraction massique sur la base des propriétés physiques telle que la porosité, la conductivité thermique, la perméabilité, la masse volumique, ainsi que la suivie de ces propriétés en fonction de la période de cure ont été effectué. Dans la deuxième partie une optimisation selon les caractéristiques mécanique et les propriétés élastiques sera menée. Finalement, une comparaison a été faite en termes de propriétés citées ci-dessus d’un BR optimisé et d’un BHC (Tableau 3.3) formulé avec les mêmes types des granulats que ceux du BR selon la méthode de Dreux-Gorisse. Le même rapport G/S que celui du BR (G/S égale à 0,54) est adopté pour le BHC dont la quantité de liant est équivalente à la quantité de la matrice époxydique du BR.

Le BHC va être exposé à des conditions d’exposition correspondantes à la classe d’environnement XA2 qui impose une classe de résistance minimale C30/37, un dosage minimale en ciment de 352 Kg/m3 et un rapport E/C maximum de 0,5 (NF EN 206-1). Un affaissement (égal à 6 cm) de classe S2 obtenue en utilisant un cône d’Abrams est visé en en déterminant expérimentalement la quantité de superplastifiant Cimfluid 3002 (EN 934-2) qu’il faut ajouter pour l’obtention de l’ouvrabilité cible. Les conditions de conservation et de mise en œuvre de deux types de bétons sont déjà décrites en détails dans §2.3.1 et §2.3.2.

Tableau 3.3: Dosage pour la fabrication de 1m3 de BHC à G/S égale à 0.54.

2.2. Optimisation vis-à-vis les propriétés physiques du BR

2.2.1. Porosité :

La porosité totale a été mesurée par intrusion de mercure pour toutes les formulations de BR. Des essais préliminaires de la porosité en fonction de la période de maturation (ou de cure) ont été réalisés pour les formulations à fraction massique du polymère mp=6%. Les résultats obtenus pour les périodes 5, 7 et 94 jours sont égales à 16.95%, 17,45% et 17,72% respectivement. Il est clair que les résultats sont presque égaux avec une moyenne de 17,37% et un écart-type de 0,39%. Sur la base de ces résultats, mes mesures

Constituants (Kg/m3)

Ciment (Kg/m3)

Eau (Kg/m3)

Sable (Kg/m3)

Gravillons(Kg/m3)

Superplastifiant (Kg/m3)

Air entrainé (l/m3)

Masse (Kg/m3) 390 180 1100 595 1,365 —

E/C 0,461

Densité 3,130 1,000 2,477 2,532 1,080 —

Volume (m3) 0,126 0,180 0,444 0,235 0,001 0,015



0

3

6

9

12

15

18

BHC 6 9 13 16Fraction massique du polymère (%)

Poro

sité

(%)

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

3.66E+028.38E+001.07E+001.66E-012.64E-02Diamétres des pores (µm)

Log

Intr

usio

n D

iffer

entie

lle

(mL/

g)

6% 9%13% 16%

de porosité pour toutes les autres formulations seront réalisées pour des éprouvettes âgées de 7 jours puisque cette propriété est quasi constante à partir de cette période de cure.

Les porosités totales pour les formulations à différentes fraction massique de polymère sont rapportées sur la Figure 3.3.

Figure 3.3: Variation de la PIM en fonction de la fraction massique du polymère.

Une mesure plus précise de la distribution des tailles est obtenue en choisissant un mode logarithmique à la place du mode linéaire.

La Figure 3.4 montre les courbes de distribution différentielle des diamètres des pores du BR à mp= 6, 9, 13 et 16%.

Figure 3.4: Distribution de la taille des pores des BR obtenue par PIM pour mp = 6, 9, 13 et 16%.

Ces courbes soulignent l’existence d’une population de pores capillaires (20 à 190 µm) détectable clairement pour les fractions massiques de polymère inférieures à 9%. Le diamètre de pore le plus distribué est de 60 µm environ. En augmentant la fraction de polymère, les diamètres de pores deviennent plus distribués et le volume de mercure injecté diminue; la porosité reste constante pour des fractions de polymère supérieures à 13% où on enregistre une porosité minimale de 3,66%. En réduisant la quantité de



polymère, le risque de la création des vides et le mauvais enrobage des granulats augmentent. Ce phénomène est principalement dû au manque de la quantité de polymère nécessaire pour envelopper les renforts et remplir les vides dans le squelette granulaire. L'augmentation de la quantité de polymère au détriment de la quantité des granulats permet un meilleur enrobage des granulats et conduit à combler complètement les vides entre les granulats par le liant liquide.

Des observations au MEB ont été effectuées sur les différentes formulations de BR. L'analyse des micrographes MEB (Figure 3.5) confirme que les vides entre les granulats et la matrice sont réduits clairement en augmentant la quantité du polymère époxydique. Les diamètres des pores deviennent plus fins et la porosité devient distribuée d'une manière homogène.

Figure 3.5: Micrographes MEB des BR pour mp= 6, 9, 13 et 16% (agrandissement 25 fois).

2.2.2. Evaluation de la perméabilité intrinsèque par la théorie de Katz-Thompson :

La théorie de Katz-Thompson, utilisant le théorie de percolation, est parmi les rares modèles qui peuvent évaluer la perméabilité des mortiers et bétons à partir des mesures de porosimétrie par intrusion de mercure [185] contrairement à beaucoup de modèles qui réussissent à relier la perméabilité d’un milieu poreux à sa microstructure sans prévoir la

mp= 6% mp= 9%

mp= 13% mp= 16%



perméabilité de ce type. L’effort à relier la perméabilité à la porosité par PIM est justifié par le fait que la porosité affecte la perméabilité qui contrôle le phénomène de transport des médias agressifs à l’origine de la dégradation des BR (acides, polluants, chaleur,…) et la simplicité à estimer la porosité par la technique d’intrusion de mercure.

L’estimation de la perméabilité intrinsèque des matériaux est donnée par la relation de Katz-Thompson [186]:

( )F226

llSnl

ll2261k

2c

c

2c ⋅

=⋅⋅⋅⋅= maxmax (3.3)

où k est la perméabilité intrinsèque (m2 ou mdarcy), cl diamètre caractéristique de pore du milieu poreux déterminé comme étant le diamètre de pore le plus petit nécessairement rempli pour initier un écoulement à travers le matériau (µm),

cll ..max 340= , n la porosité totale, ( )maxlS la fraction du volume poreux interconnecté de diamètres supérieurs à maxl et F facteur de formation.

Le diamètre critique des pores est généralement défini par le seuil de pénétration du mercure dans l’essai de porosimétrie au mercure.

Pour obtenir ce diamètre caractéristique cl à partir des données de la PIM, il faut déterminer le point d'inflexion dans la partie ascendante de la courbe cumulative d'intrusion Ce point est défini comme étant la pression seuil (Pt). La valeur de cl est alors calculée à partir de l’équation de Washburn pour la pression Pt.

La valeur du volume cumulatif d’intrusion Vt relatif à la pression de seuil Pt est soustraite à chaque volume d'intrusion Vc pour chaque pression à partir de la pression seuil jusqu’à la pression maximale. Les points situés avant Pt sont non pris en compte. Le volume net (Vc - Vt en cm3) est tracé en fonction des diamètres des pores (µm) correspondants. C'est la fonction de la conductivité hydraulique. Le diamètre de pore correspondant à la valeur maximale en ordonnées est maxl . Le volume cumulatif de mercure injecté à ce diamètre est Vlmax. La fraction ( )maxlS est calculée comme étant le rapport de Vlmax /Vt ; c’est la fraction du volume poreux interconnecté de diamètres supérieurs à maxl [187].

La conductivité hydraulique ou coefficient de perméabilité K (m/s) est liée à la perméabilité intrinsèque k (m²) dénommée aussi perméabilité spécifique, car elle ne dépend que de la structure et de la connectivité des pores et non du fluide se déplaçant dans les pores, par la relation suivante :

kg

K Hg ⋅µ

⋅ρ= (3.4)

avec :

Hgρ : masse volumique de mercure (13539 Kg/m3 à 23°C),

g : accélération de la pesanteur (9.81m.s-2) et

µ : viscosité dynamique de mercure (1.526 E-03 Kg.m-1.s-1)



Les valeurs de la perméabilité intrinsèque ainsi que les paramètres de calcul sont données dans le Tableau 3.4.

En augmentant la fraction massique du polymère, le BR devient de plus en plus imperméables. Sachant que le modèle de Katz-Thompson met en évidence deux facteurs d’influence sur la perméabilité [188]; le premier est la taille maximale des pores via la valeur de cl et le deuxième est la structure poreuse (porosité et tortuosité) via le facteur de formation ou la porosité totale, il paraît donc logique que la perméabilité intrinsèque diminue malgré que le paramètres cl ne présente pas une tendance particulière et η diminue en augmentant la fraction massique du polymère. En effet dans la relation de Katz-Thompson la porosité (décimale) l’emporte sur le diamètre caractéristique de pore ayant un ordre de grandeur de millionième.

Tableau 3.4: Paramètres de calcul de perméabilité des différentes formulations de BR.

Les valeurs trouvées sont comparées avec celles d’un mortier de résine époxydique ([75]) ; le mortier de résine est plus perméable que le BR pour des pourcentages inférieurs à la quantité optimale de résine (7% pour le mortier) et devient plus imperméable pour des valeurs supérieures. Ceci est dû au besoin en résine, nettement supérieure pour le mortier de résine pour les pourcentages se situant au dessous de l’optimum ; les granulats utilisés pour la fabrication du mortier sont plus fins que ceux utilisées pour la confection du BR et donc une surface spécifique plus importante. Pour des quantités excédentaires en résine, le mortier utilisant une résine moins visqueuse et nécessitant une énergie moins importante pendant le malaxage contribue à la formation d’un produit ayant moins de porosité et plus imperméable. 2.2.3. Masse volumique :

La masse volumique réelle des BR a été déterminée expérimentalement grâce à la procédure détaillée dans le §2.2.2.1.

Les valeurs de la masse volumique des BR obtenues pour chaque fraction massique de polymère se caractérisent par de faibles variabilités bien qu'une légère hausse soit observée en fonction de la période de cure (Figure 3.6).

Fraction massique du polymère mp(%)

PIM n (%)

cl (µm)

( )maxlSpression

seuil Pt (MPa)

Perméabilité k (m/s)

6% 17.73 0.0695 0.4736 0.01762 5.326.10-09

9% 10.15 0.067 0.4455 0.01759 2.8943.10-09

13% 3.66 0.047 0.5025 29.6971 5.9223.10-10

16% 3.27 0.023 0.4890 52.6576 1.5308.10-10

BHC 15.13 0.103 0.4948 11.8724 1.0506.10-08



2.09

2.11

2.13

2.15

2.17

2.19

2.21

2.23

2.25

0 2 4 6 8 10 12 14 16Période de cure (jours)

ρ (g

/cm

3 )6%9%13%16%

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

6 9 13 16fraction massique du polymère (% )

ρ(g/

cm3 )

exprérimentale

Théorique

Figure 3.6: Variation de ρ en fonction de la période de cure pour mp= 6, 9, 13 et 16%.

La variation la plus importante, ne dépassant pas 0.89%, est observée pour un mp de 13% et elle est attribuée à la hausse de la densité de la réticulation du liant époxyde. Tout de même, les mesures sont réalisées à un âge de 7 jours. Le BR avec mp =13% est le plus dense parmi toutes les formulations

La Figure 3.7 décrit l'évolution de la valeur moyenne de la masse volumique en fonction de la fraction massique du polymère. En augmentant ce dernier, ρ augmente et atteint une valeur seuil à 13%. Un tel phénomène a été déjà observé dans une autre étude traitant un micro-béton de résine [75].

Les valeurs expérimentales sont confrontées aux valeurs théoriques (Figure 3.7) basées sur le calcul utilisant la loi de mélange qui s’énonce comme suit :

( ) ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++−= G

s

GSs

SRs

RBR

mmmnρρρ

ρ 1 (3.5)

Avec ( Rm , Sm et Gm ) et ( Rsρ , S

sρ et Gsρ ) les fractions volumiques et les masses

volumiques absolues du polymère réticulé, sable et gravillon respectivement. n étant la porosité mesurée expérimentalement par PIM pour chaque mp.

Figure 3.7: Variation de ρ en fonction pour mp = 6, 9, 13 et 16%.



0

0.5

1

1.5

2

2.5

BHC 6 9 13 16Fraction massique du polymère (%)

λ (W

/m/K

)

1.7

1.8

1.9

2

2 5 8 11 14 17Porosité (%)

λ (

W/m

/K).

Les masses volumiques calculées et expérimentales sont en parfaite concordance avec une erreur maximale ε de 3.78 % enregistrée pour la mp=6% et des valeurs presque égales pour mp =13% (ε = - 0.65%) et mp =9% (ε = 0.57%).

2.2.4. Conductivité thermique :

La conductivité thermique d’un matériau dépend de nombreux paramètres tels que le taux de porosité, la taille, la forme et la distribution des pores. L’ajout de la fraction massique de polymère entraine une diminution de la porosité totale et de la taille moyenne des pores. Par conséquent le transfert de chaleur au sein du BR sera atténué et de ce fait une diminution de la conductivité thermique sera à son tour enregistrée (Figure 3.8).

Figure 3.8: Conductivité thermique pour les différentes formulations de bétons.

Le tracé de la conduction thermique en fonction de la porosité totale (Figure 3.9) montre qu’une augmentation de la porosité conduit à une augmentation de la conductivité thermique.

Figure 3.9: Variation de la conductivité thermique en fonction de la porosité.

Les conductivités thermiques de la phase solide et gazeuse ont aussi une grande influence sur la conductivité thermique du matériau. En effet, l’augmentation du taux de



polymère (λ≈ 0.25 W/m/K) au détriment de taux des granulats (λ(silice)≈ 3.59 et λ(calcaire)≈7.69 W/m/K, [189]) contribue à la diminution de la conductivité du BR. Ce résultat a été confirmé par Boudenne [190] qui estime que les composites qui possèdent des charges de petites tailles conduisent mieux la chaleur que les composites possédant des charges de tailles plus importantes.

Les conductivités thermiques de différentes formulations de BR sont plus faibles que celle du BHC ce qui signifient que le BR est un meilleure isolant comparé au BHC. 2.2.5. Conclusion :

Les essais réalises sur quarte formulations de BR se différant uniquement par la fraction massique du polymère étaient très intéressantes pour la prise de décision quant au choix de la formulation optimale vis-à-vis les propriétés physiques. En effet, ces essais révèlent que la porosité totale ainsi que la perméabilité ont tendance à être presque constante au-delà de la valeur seuil de 13% en fraction massique de polymère par rapport à la masse totale du BR. La formulation à mp=13% est la plus dense parmi toutes les formulations testées et la masse volumique n’évolue pas significativement au-delà de la valeur seuil. Cette tendance a été observée aussi pour le paramètre conductivité thermique du BR qui possède des λ faibles quelque soit la formulation.

Comparé au BHC, le BR possède des propriétés physiques meilleures (plus isolant, moins poreux, deux fois moins perméable, plus isolant thermiquement) pour toutes les formulations sauf pour la densité (le BHC est plus dense avec ρ = 2.37 g/cm3) et la porosité de la formulation avec mp=6% qui est plus poreuse que le BHC.

2.3. Optimisation vis-à-vis les résistances mécaniques du BR

Les caractéristiques mécaniques des différentes formulations de BR ont été évaluées afin d’obtenir la formulation alliant au maximum performances mécaniques et coût. Les mêmes formulations optimisées vis-à-vis les propriétés physiques seront testées pour une optimisation sur la base des résistances mécaniques. 2.3.1. Résistances à la flexion :

Les essais mécaniques de flexion 3 points ont été réalisées sur des éprouvettes prismatiques 5x7x30.5 cm selon la procédure décrite (§2.2.1.2) avec une vitesse de chargement de 1mm/min. Les essais ont été faits à température ambiante sur des éprouvettes âgées de 7 jours.

Le comportement du BR en flexion pour toutes les formulations est quasi-linéaire élastique avec une rupture fragile (Figure 3.10), un comportement similaire à celui de la résine réticulée qui affiche une phase linéaire au début puis une phase non linéaire au voisinage de la rupture à caractère fragile.

Le BR à mp=13% présente les meilleurs résultats en termes de résistance (Figure 3.10) et de rigidité.



0

5

10

15

20

25

0 1 2 3 4Flèche (10-1 mm)

Con

trai

nte

en fl

exio

n (M

Pa)

PC13% PC16%

PC9%

PC6%

0

5

10

15

20

25

30

6 9 13 16Fraction massique de polymère (% )

Con

tari

nte

en fl

exio

n (M

Pa)

Figure 3.10: Contrainte-déformation pour différentes mp.

En effet, la rigidité et la résistance en flexion (Figure 3.11) augmentent avec une vitesse décroissante en augmentant la fraction massique du polymère et au-delà de mp=13%, ces propriétés restent inchangées ou décroissent. Un tel comportement a été observé par Vipulanandran et al. pour un béton à base d’époxyde [59] et pour un béton à base de polyester [58]. La valeur maximale de la contrainte en flexion est égale à environ 26 MPa pour le BR à mp=13%. Le BR est plus résistant en flexion que le BHC dont la résistance en flexion est de l’ordre de 2-8 MPa.

Figure 3.11: Variation de la contrainte en flexion en fonction de mp.

2.3.2. Résistances à la compression

Les essais mécaniques en compression ont été réalisés à température ambiante sur des éprouvettes cylindriques Ø5x10 cm âgées de 7 jours selon la procédure cité dans §2.2.1.1). Les essais sont contrôlés en vitesse de déplacement et les éprouvettes sont chargées avec une vitesse constante de 1.25 mm/min.

Les courbes contrainte-déformation des essais de compression pour différentes fractions massiques de liant époxydique sont présentées sur la Figure 3.12.



0

15

30

45

60

75

90

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Déformation (% )

Con

trai

nte

(MPa

)

PC13

PC16%

PC9%

PC6%

Figure 3.12: Contrainte-déformation pour différentes mp.

Le comportement en compression peut être classé en deux catégories selon la quantité de liant introduite pouvant être en défaut (pour mp= 6% et 9%,) ou en excès (mp=13% et 16%).

En effet pour les formulations en défaut de liant, l’évolution de la contrainte se déroule en deux phases. Dans la première phase, la contrainte augmente linéairement avec la déformation jusqu’à atteindre la charge maximale. Dans la deuxième phase une diminution de la contrainte est observée, conduisant à la rupture de l’éprouvette. Pour les formulations à excès de liant, la courbe contrainte-déformation présente une partie initiale non linéaire jusqu'à l'obtention d'un maximum de contrainte suivi par une diminution de contrainte jusqu’à la rupture.

Ce comportement non-linaire pour les systèmes à excès ou à défaut de liant est dû à l’endommagement du BR par propagation des fissures plus qu’au caractère viscoélastique du polymère. À partir de 30 % du seuil de rupture, le mécanisme de propagation de microfissures aux interfaces grain-matrice (Figure 3.13) s’active. À environ 70 à 90 % du seuil de rupture, le mécanisme de propagation des microfissures dans la matrice enrobant les grains les plus grossiers devient prépondérant.

Figure 3.13: Micrographe MEB des mécanismes de rupture.

Rupture d’agrégat

Rupture de la résine Rupture d’interface agrégat /résine



0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

6 9 13 16Fraction massique en polymère (% )

Con

trai

nte

en c

ompr

essi

on (M

Pa)

La courbe contrainte en fonction de la fraction massique de polymère est illustrée sur la Figure 3.14. On observe une augmentation de la résistance à la compression en fonction de mp. Par contre, au delà de 13% de polymère, la résistance à la compression n’évolue plus significativement (presque inchangée) et atteint une valeur maximale moyenne de 91MPa. Le BR possède est meilleur que le BHC en compression (13-35 MPa). Ces résultats sont similaires à ceux obtenus pour la flexion 3 points.


Des résultats similaires on été obtenus par certains chercheurs. En effet, Welch et al. cité par M.S . Helal [54] a étudié l’addition de la résine époxydique à différentes proportions de granulats. Les caractéristiques mécaniques optimales sont obtenues pour 15 % de résine qui donne une résistance en compression de 76.87 MPa, une résistance à la traction par fendage de 9.92 Mpa et un module d’élasticité de 32.26 GPa.

Dans une autre étude, Golestaneh et al.[80] ont étudié l’effet de la poudre de silice (3grades différentes) employée comme fillers sur les propriétés mécaniques du béton de résine en variant les proportions des fillers (100, 150, 200%) et de la résine (10, 15, 20%). L’auteur conclu que les résistances maximales en compression et flexion (128,9 et 22.5 MPA respectivement) sont obtenues en introduisant 15% de résine et 200% de fillers. De plus, la résistance mécanique des BR était 4 à 5 fois plus grande que celle du béton de ciment Portland.

Sur la base d’une étude antérieure, Robles et al. [120] estiment qu’un BR optimal est obtenue en ajoutant 14% de polyester orthophtalique au squelette granulaire formé de sable 0/4, graviers 4/8 (siliceux) et de fillers de carbonate de calcium (12% de la masse du squelette). La méthode de Fuller a été utilisée pour produire un squelette granulaire le plus dense possible.

La courbe contrainte de compression est tracée en fonction de la porosité (PIM) comme illustrée sur la Figure 3.15. On remarque que la courbe présente la même allure que celle en fonction de la fraction massique du liant mp. En effet, la résistance diminue lorsque la porosité augmente ce qui est équivalent à une diminution de la fraction massique du liant.



y = -24.943x + 121.98R2 = 0.9018

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

3.27 3.66 10.72 17.38Porosité (% )

Con

trai

nte

en c

ompr

essi

on (M

Pa)

La résistance en compression peut être liée à la porosité par une relation linéaire de pente négative avec une forte corrélation (R²=0.901).


2.4. Optimisation vis-à-vis les propriétés élastiques du BR

2.4.1. Propriétés élastiques par la méthode de la propagation ultrasons :

Le module d＇élasticité, de cisaillement ont été calculés en utilisant la méthode de propagation des ondes ultrasonores (auscultation sonique décrite dans § 2.2.1.4.1). Le coefficient de poisson est déduit de deux modules élastiques du matériau supposé être homogène et isotrope par la relation suivante :

12

−⋅

=µ

ν E (3.6)

Les résultats de la suivie de l’évolution des modules élastiques et du coefficient de poison en fonction de la période de maturation du BR et de sa fraction massique en polymère sont rapportés sur les Figure 3.16.a, b et c.

Un gain de rigidité (Figure 3.16.a) est enregistré pour toutes les formulations de BR pendant les premiers jours jusqu’à atteindre un seuil entre 7 et 8 jours à partir du jour de la confection. La même tendance a été observée pour la variation de la masse volumique du BR en fonction de la période de maturation (Figure 3.6).

Le BR à mp=13% possède le module d’Young le plus élevée (≈36 MPa) alors que le BR à 6% enregistre la valeur minimale (23 MPa) de toutes les formulations. On remarque que pour les BR à fractions massiques inférieures ou égale à 13%, la diminution de la quantité des granulats au détriment de la quantité de polymère entraine une augmentation des modules. Au-delà de mp=13%, le résultat est contraire puisque l’augmentation de la fraction de polymère conduit à la diminution du paramètre étudié.

On remarque que l’addition des granulats (ayant un module d’Young de l’ordre de 38-54 GPa) provoque une augmentation remarquable dans la rigidité du polymère utilisé dont



21

23

25

27

29

31

33

35

37

2 3 5 8 11 14Période de cure (jours)

E (G

Pa).

6% 9% 13% 16%

8

9

10

11

12

13

14

15

2 3 5 8 11 14Période de cure (jours )

µ (G

Pa)

6% 9% 13% 16%

le module d’Young de valeur moyenne égale à 3.27 GPa est déterminé expérimentalement à partir des essais de traction directe. Le module du polymère est donné par la relation :

00000.5-2

12

εσσ −

=E (3.7)

avec 2σ la contrainte correspondant a 30% de la charge maximale de traction, 2ε la déformation longitudinale correspondante et 1σ est la contrainte correspondante à une déformation 00000.51 =ε .

Figure 3.16.a: Evolution de E fonction du temps de maturation pour différentes mp.

La variation du module de cisaillement du BR avec la période de cure et la fraction massique du polymère a la même tendance que celle du module d’Young du BR avec une légère différence qui consiste à un gain très réduit après 8 jours de cure (Figure 3.16.b).

Figure 3.16.b: Evolution de µ en fonction de la période de cure pour différentes mp.

Les modules d’élasticités du BR relativement élevées, mêmes à jeune à 3 jours de période de cure rendent le BR un matériau très convenable pour la réalisation des éléments de préfabrication [68].



0.24

0.28

0.32

0.36

0.40


ν

6% 9%13% 16%

Le coefficient de poisson donne une indication sur la contraction latérale ou transversale d’un matériau sollicité en traction ou compression. Sa valeur n'est pas indispensable pour la conception. Cependant une évaluation précise de sa valeur est nécessaire pour les calculs de fluage. Des études récentes ont également montré que ce coefficient de Poisson a un rôle significatif dans l’étude de la formation et la propagation de microfissures et aussi les mécanismes de rupture des bétons [191].

Les valeurs du coefficient de Poisson (Figure 3.16.c), ont une tendance inverse à celle des modules d’élasticité ; elles sont initialement grandes puis elles diminuent contrairement à la résistance et la maturité du liant qui augmentent. La diminution du coefficient de poisson se poursuit après 8 jours de cure.

En comparant les coefficients de poissons de toutes les formulations, aucune tendance ne peut être remarquée. Mais en comparant les formulations à défaut (mp=6% et 9%) de polymère d’une part et les formulations à excès (mp=13% et 16%) de liant d’autre part, on remarque que l’addition des granulats entraine la réduction du coefficient de poisson. Les inclusions non seulement elles rigidifient le matériau composite mais elles limitent aussi la dilatation latérale de la matrice la plus molle. Ce constat a été confirmé par Swamy [191] pour les mortiers et les bétons cimentaires.

Ceci peut être expliqué par le coefficient de poisson des granulats silico-calcaires (ν de l’ordre de 0.3) qui minimise celui du polymère époxydique (égale à 0.4). L’auteur ajoute que n’importe quel facteur qui engendre une augmentation de la résistance ou du module d’élasticité tend à diminuer le coefficient de poisson.

.

Figure 3.16.c: Variation du coefficient de poisson en fonction de la période de cure.

2.4.2. Propriétés élastiques par la méthode de la fréquence de résonance

Le module d’ Young de la formulation à mp=13% est déterminé par la méthode de la fréquence de résonance en mode longitudinal.

On rappelle que qu’en mode de vibration longitudinale, le module dynamique d’Young est calculé à partir de la relation:



mp=13%

21

23

25

27

29

31

33

35

37

0 5 10 15 20 25 30 35Période de cure (jours)

E (G

Pa).

BHC

32

34

36

38

40

42


E (G

Pa).

2nMDEdynamique ′= .. (3.8)

où 'n est la fréquence de résonance en mode de vibration longitudinale, M est la masse de l’échantillon et D est égale à (L/bt) 4 pour un prisme.

Un gain de rigidité (Figure 3.17) est enregistré pendant les premiers jours jusqu’à atteindre un seuil entre 7 et 8 jours avec une légère variation pour les périodes de maturation qui suivent. Cette même tendance a été enregistrée pour les valeurs évaluées en utilisant la méthode de la propagation des ondes ultrasons (Figure 3.16a).

Figure 3.17: Variation de E en fonction de la période de cure pour la formulation mp=13%.

Le module d’Young obtenu à partir des mesures avec l’auscultation sonique est plus élevé, généralement plus consistent et présente moins de dispersion que celui obtenu à partir fréquences de résonance longitudinales [191]. Cependant la dernière technique est plus rapide que la première et la différence n’est pas considérable.

Les différences entre ces valeurs est expliquées par la différence entre les paramètres de mesure de deux méthodes d’une part et par l’anisotropie du béton d’autre part. Une anisotropie qui résulte de l’hétérogénéité du matériau et qui viole l’une des hypothèses de la plupart des méthodes dynamiques qui estime que le matériau est supposé être homogène, isotrope et élastique.

Figure 3.18: Variation de E en fonction de la période de cure pour le BHC.



La Figure 3.18 montre l’évolution du module d’élasticité du BHC. Un gain de rigidité est remarqué à jeune âge (jusqu’au 17 ème jour) suivi d’une variation négligeable au cours du durcissement du béton. Le module élastique du BHC est nettement supérieur à celui du BR même à jeune âge.

2.5. Conclusion

Les essais de caractérisation physiques réalisés montrent que l’augmentation de la fraction massique de polymère conduit à :

• la diminution de la porosité totale dont la valeur minimale est enregistrée pour mp=13%.

• les diamètres de pores deviennent plus distribués et la porosité reste inchangée pour des fractions supérieures à mp=13%. La formulation à mp=13% est la plus dense parmi toutes les formulations et la masse volumique n’évolue pas significativement au-delà de 7 jours.

• la conductivité et la perméabilité sont aussi minimisées par l’addition de liant au détriment de la fraction massique de granulats.

• Les résistances mécaniques à la flexion et à la compression augmentent avec l’augmentation de la fraction massique du liant époxydique. Les valeurs des résistances les plus élevées sont obtenues pour mp=13%.

• la rigidité la plus élevée est obtenue pour un BR formulé avec mp=13%. Les modules élastiques, contrairement au coefficient de Poisson, augmentent avec l’augmentation de la période de maturation

Sur la base des les essais physiques et mécaniques faits, on admet que le béton avec mp=13% est la formulation optimale qui allie propriétés physiques et mécaniques et coût.

Comparé au BHC, le BR possède des propriétés physiques meilleures (plus isolant, moins poreux, deux fois moins perméable, plus isolant thermiquement). De point de vue mécanique le BR est plus résistant en flexion (4 fois) et compression (3fois).



CChhaappiittrree IIVV.. TTéénnuuee dduu bbééttoonn ddee rrééssiinnee ooppttiimmaall aapprrèèss eexxppoossiittiioonn àà hhaauutteess tteemmppéérraattuurreess

- 124 -

Chapitre IV.

Ténue du béton de résine optimal

après exposition à hautes

températures


- 125 -

L’objectif principal de ce chapitre est d’étudier l’effet d’une exposition à hautes températures du BR à formulation optimale (BR à mp=13%) sur les propriétés physiques et mécaniques. Par ailleurs une comparaison des caractéristiques avant et après exposition sera effectuée. Dans le but d’améliorer le comportement des BR exposés à un cycle de chauffage-refroidissement bien particulier, deux additifs appartenant à deux familles d’ignifugeants seront ajoutés. Les conséquences de cet ajout sur les BR après exposition seront analysées et les propriétés physiques et mécaniques seront évaluées. Le BR ayant subi un traitement thermique est comparé avec un BHC exposé au même cycle de températures.

1. Cycle de chauffage – refroidissement

Dans le cadre de notre étude, nous avons appliqué un cycle de chauffage refroidissement de la température ambiante de 23°C jusqu’aux températures d’exposition (palier) égales à 100°C, 150°C, 200°C, 225°C et 250°C au moyen d’un étuve commandé par ordinateur pour les BR et à l’aide d’un four électrique pour les BHC (Figure 4.1). Ces températures d’exposition sont définies à partir des analyses DSC et ATG du polymère vierge, le composant le plus sensible à la température comparé aux autres composants.

Figure 4.1: Enceintes thermiques pour les cycles de chauffage-refroidissement.

Le cycle thermique est composé de trois phases (Figure 4.2); la première, le chauffage, est contrôlé de manière précise avec une vitesse de montée en température de 0,5°C/min qui une vitesse relativement faible. La seconde s’agit d’un palier de température de traitement constante qui suffit, en théorie, à obtenir un équilibre des phases stable au sein des éprouvettes et qui dure de 3 heures. La dernière phase correspondante au refroidissement se réalise par la diminution de la température de la température palier jusqu’à atteindre la température ambiante à la vitesse moyenne de -0.5C/min.

Étuve pour le chauffage du BR

Thermocouples

Échantillons de BR

Four électrique pour le chauffage du BHC

Échantillons de BHC Thermocouples


- 126 -

Figure 4.2: Cycles de chauffage-refroidissement imposés aux éprouvettes.

Des éprouvettes prismatiques et cylindriques sont disposées dans le four et l’étuve d’une manière permettant à la chaleur de se répartir homogenèment dans l’enceinte avec l’aide d’un système de ventilation. Un thermocouple de type K (nickel-chrome) est placé en contact avec la surface d’un échantillon témoin et un autre est noyé au centre (Figure 4.3) pour pouvoir déterminer l’évolution de la température.

Figure 4.3: Thermocouples de surface et de centre des éprouvettes.

Un troisième thermocouple placé librement dans l’enceinte thermique et relié à une centrale d’acquisition, comme les autres, sert à piloter l’évolution de la température de l’étuve (du four éventuellement) en fonction du temps. La mesure des températures est réalisée en continue et les résultats sont stockées.

0

50

100

150

200

250

300

0.0 4.0 8.0 12.0 16.0 20.0 24.0Durée (heure)

Tem

péra

ture

(°C

).

centre 250Surface 250étuve 250 250 200 150 225 100

Palier 3h Chauffage Refroidissement

Échantillons en BR Thermocouples

de surface

Échantillons en BHC

Thermocouples noyés au centre


- 127 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

100 150 200 225 250Température (°C)

Pert

e de

mas

se (%

)

PC 13%BHC

2. Influence de l’exposition à hautes températures sur les propriétés physiques

A fin d’évaluer l’effet de l’exposition du BR optimal à des cycles de hautes températures sur les propriétés physiques, des échantillons de BR ont subi un traitement thermique puis les caractéristiques physiques ont été déterminées à température ambiante (après exposition). Les propriétés physiques et les techniques de caractérisation utilisées dans cette partie sont les mêmes qui ont été appliquées dans le chapitre précédent.

2.1. Perte de masse

La pesée de trois éprouvettes prismatiques avant et après chauffage a permis d’étudier l’évolution de la perte de masse des bétons PC13% et BHC. La masse des éprouvettes diminue en fonction de la température d’exposition pour les deux bétons (Figure 4.4).

L‘allure de la courbe de perte de masse pour le BHC présente pour la plage de température adoptée deux domaines (Figure 4.4) et est similaire à celles trouvées par certains auteurs ([192], [193] et [194]). Dans le premier domaine, de la température ambiante à 150°C (120°C), une faible variation de masse s’observe. Il marque le départ de l’eau capillaire présente dans la couche externe du matériau et de l’eau libre. La perte de masse augmente entre 150°C et 200°C et ce n’est qu’à partir de 200°C que la propriété étudiée augmente brusquement marquant ainsi le départ de l’eau liée dans les hydrates et principalement du gel de C-S-H qui commence réellement à partir de la température 170°C.

Figure 4.4: Perte de masse en fonction de la température pour les bétons BHC et PC13%.

Le liant polymérique retient 95% de sa masse initiale à température ambiante jusqu’à la température de 275°C (Figure 4.5). Pour des températures dépassant 300°C, on observe une grande diminution de la masse (une perte de 52% est enregistrée pour une température de 590°C) des échantillons de résine ce qui indique une sévère dégradation des propriétés du matériau.


- 128 -

Figure 4.5: Thermogramme par ATG des bétons BHC et PC13%.

L‘allure de la courbe de perte de masse pour le PC13% est semblable à celle du BHC mais la variation est petite surtout pour les températures au-delà de 200°C.

L’évolution de la perte de masse en fonction de la température du PC13% présente une pente décroissante sans la présence d’une diminution brusque comme dans le cas de la résine vierge. Ce changement de comportement est dû essentiellement à l’addition des granulats silico-calcaires qui résistent au traitement thermique dans l’étendue de température étudiée. Le BR optimal conserve 95% de sa masse initiale jusqu'à la température de 353°C avec le dégagement d’un gaz toxique détectable à partir de la température 150°C à peu prés. Il présente moins de dégradation (perte allant de 0.04% à 0.84%) que le béton BHC.

Des tels résultats ont été trouvés par Robles et al. [120] qui montrent que les pertes de masse du BR à base de polyester ne sont pas importantes et qu’elles ne dépassent pas 0.24% après 70 cycles d’exposition à une température comprise entre 120 et 130°C pendant 4 heures pour chaque cycle. La température d’exposition maximale est 15% plus grande que la température de transition vitreuse du polyester étudié, ce qui constitue une condition moins sévère que celle adoptée dans la présente étude où la température maximale est 3 fois la température de transition vitreuse du liant.

2.2. Masse volumique

L’évolution de la masse volumique en fonction de la température d’exposition est illustrée sur la Figure 4.6. La densité diminue en générale durant l’échauffement du béton. Cette propriété varie d’une manière presque inverse à perte de masse étant donné que la masse volumique diminue en fonction de la température entre la température ambiante et la température maximale à l’exception de la valeur à la température à 225°C qui montre une légère augmentation par rapport à celle à 200°C


- 129 -

PC 13%

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Poro

sité

(%)

PC 13%

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

2.25

23 100 150 200 225 250Temperature (°C)

ρ(g/

cm3 )

Figure 4.6: Évolution de la distribution porale du PC13% avec les températures d’exposition.

2.3. Porosité

La porosité PIM pour des échantillons de PC 13% exposées aux différentes températures de traitement adoptées a été analysé. Les mesures de la PIM reportées sur la Figure 4.7 révèlent que la porosité totale augmente avec l’augmentation de la température d’exposition. La pente fût lente jusqu'à la température de 150°C où la courbe présente une légère baisse de porosité avant que la pente augmente rapidement pour des températures dépassants 200°C d’une manière presque linéaire.

Figure 4.7: PIM du BR optimal après exposition à hautes températures.

L’échauffement à la température de 150°C provoque une augmentation de la porosité totale de l’ordre de 14% contre 35% pour la température 200°C et 56 % à peu prés pour celle de 250°C.

Le traitement thermique a également pour conséquence d’augmenter les dimensions des pores comme montré par la Figure 4.8. En effet, l’augmentation de porosité signifie l’apparition de fissures dans le matériau au fur et à mesure que la température d’exposition augmente. Ceci se traduit par la création de nouveaux pores de dimensions


- 130 -

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

3.68E+028.38E+001.07E+001.67E-012.64E-02Diamétre des pores (µm)

Log

Intr

usio

n D

iffer

entié

lle (m

L/g

) 23°C100°C150°C200°C225°C250°C

de plus en plus grandes en fonction de la température et par une augmentation de la quantité de mercure injecté. Ce changement dans la microstructure est provoqué par les contraintes thermiques surtout au niveau de la matrice et par la différence entre les dilatations thermiques des constituants (matrice-renforts).

Figure 4.8: Évolution de la distribution porale du PC13% avec les températures d’exposition.

2.4. Evaluation de la perméabilité

Les valeurs du coefficient de perméabilité du béton optimal en fonction de la température de traitement sont rapportées dans le Tableau 4.1.

Tableau 4.1 : Variation du coefficient de perméabilité en fonction de la température d’exposition

La perméabilité augmente avec l’augmentation de la température d’exposition ce qui peut être attribué aux mécanismes d’interaction entre la température et la perméabilité qui sont largement liés avec des phénomènes microstructural apparaissant pendant la montée en température du béton tels que la microfissuration thermique provoquée par la dilatation thermique différentielle des constituants du béton et la dilatation thermique libre de l’ensemble du matériau, accompagnée en plus d’un élargissement des pores [195] comme montré dans la section précédemment (Figure 4.8).

Température (°C) PIM n (%)

cl (µm)

( )maxlSpression

seuil Pt (MPa)


23 3.66 0.047 29.6971 0.5025 5.9223.10-10

100 3.85 0.050 0.3080 2.4649 3.9671.10-10

150 4.16 0.047 0.2628 2.7133 3.2617.10-10

200 4.09 0.158 0.5028 8.2186 6.7699.10-9

225 4.94 0.110 0.4970 10.8309 3.9264.10-9

250 5.70 0.145 0.4952 8.2121 7.8238.10-9


- 131 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Con

duct

ivité

ther

miq

ue (W

/m/K

)

PC 13%

Eurocode 2

3. Evolution de propriétés thermiques avec la température

3.1. Conductivité thermique

On note une évolution légèrement croissante de la conductivité thermique du béton optimal jusqu’à une température d’exposition atteignant le 150°C puis une diminution, d’une manière générale, lorsque la température augmente comme le montre la Figure 4.9 qui présente l’influence de la température sur l’évolution de la propriété étudiée. Ce comportement met en évidence la détérioration de la microstructure qui se manifeste par la création et la propagation des microfissures (conséquence de l’augmentation de la porosité et des dimensions des pores au cours de l’exposition) et la perte de cohésion entre la matrice résineuse et les renforts ce qui limite les transferts de la chaleur [196].

D’autres facteurs contrôlant l’évolution de la conductivité thermique du béton en fonction de la température d’exposition sont la conductivité thermique de chacun de ses composants, les proportions du mélange [197] et le procédé de fabrication [198]. Le type d’agrégat a aussi une influence significative sur la conductivité du béton.

Les évolutions de la conductivité en fonction de la température proposées par l’Eurocode 2 (Figure 4.9) sont données par les formules suivantes [199]:

C 1200 T C 160pour W/mK /100)T0.0053(+/100)T0.136(-1.36 C 160 T C 140pour W/mK 3245T*0.02604-

C 40 1 T C 20pour W/mK /100)T( 0,0107/100)T( 0,2451-2

2

2

°≤≤°=λ°≤≤°+=λ

°≤≤°+=λ. (4.1)

où θ est la température du béton.

Figure 4.9: Variation de la conductivité thermique du béton optimal avec les températures.

En augmentant la température, la conductivité thermique varie presque linéairement avec la température d’exposition jusqu’à 150°C. A des températures plus élevées, la conductivité devient sensible au gradient de températures et la diminution est


- 132 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0.39 0.78 3.26 3.97 5.92 6.77Perméabilité 10-10 (m/s)

Con

duct

ivité

ther

miq

ue (

W/m

/K)

PC 13%

23°C100°C150°C

200°C 225°C

250°C

importante. Ceci est dû à l’importance du transfert de chaleur par rayonnement à travers les pores [200].

On remarque que l’eurocode sous-estime les valeurs de la conductivité thermique dans l’intervalle de température allant de la température ambiante à la température voisinant 180°C. En dépit, d’une estimation acceptable pour des températures élevées pour lesquelles le béton de résine devient plus isolant thermiquement, l’eurocode ne permet pas une estimation satisfaisante des valeurs expérimentales surtout à basses températures.

Les tracés de la conductivité thermique en fonction de la porosité (Figure 4.10) et en fonction de la perméabilité (Figure 4.11) ne montrent pas une tendance bien particulière. Ceci renforce l’idée que la conductivité thermique ne dépend pas uniquement de la porosité et de la taille des pores mais aussi de la température d’exposition et de la conductivité de chacun de ses constituants. La conductivité thermique d’un matériau est un phénomène très complexe ne pouvant pas être donc étudié en considérant seulement un seul paramètre et en ignorant la contribution des autres caractéristiques.

Figure 4.10: Variation de la conductivité thermique du PC13% en fonction de la porosité.

Figure 4.11: Variation de la conductivité thermique du PC13% en fonction de la perméabilité.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3.66 3.86 4.09 4.16 4.94 5.71Porosité (%)

Con

duct

ivité

ther

miq

ue (W

/m/K

)

PC 13%

23°C 100°C

150°C

200°C225°C

250°C


- 133 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Cp

(MJ/

m3 K)

PC 13%Eurocode 2

3.2. Capacité calorifique

La capacité calorifique volumique ou la chaleur spécifique noté Cp (en J.K-1.m-3), est la quantité d’énergie nécessaire pour faire monter de 1°C la température d’un kg de matériau, traduit l’aptitude de ce dernier à emmagasiner de l’énergie calorifique. Ce paramètre ne dépend que de la température et de la composition du milieu considéré. Par ailleurs, le type des renforts est d’une importance significative en particulier dans le cas du béton à base de granulats calcaires pour lesquels la chaleur spécifique augmente soudainement en raison des transformations chimiques pour des températures d’exposition voisinant 800°C [197].

L’Eurocode 2 propose une évolution polynomiale du second degré (Figure 4.12) en fonction de la température pour un béton courant [196]:

[ ] K/mMJ )/120)T( 4/120)T( 80(900 C 32p ρ⋅−+= (4.2)

C 1200 C 20pour °≤≤° T où ρ est la masse volumique température du béton.

Au regard des résultats expérimentaux obtenus, la courbe inférieure de conductivité thermique de l'Eurocode 2 semble plus appropriée à notre béton étudié (PC13%). Cependant la chaleur spécifique du béton sujet d’étude enregistre des valeurs nettement inférieures aux valeurs préconisées par l’Eurocode 2.

Figure 4.12: Variation de la chaleur spécifique du béton optimal avec la température.

À partir de ces deux propriétés thermophysiques statiques (chaleur spécifique et conductivité thermique), on peut déduire deux autres caractéristiques (dynamiques) thermophysiques du matériau : la diffusivité et l’effusivité thermique.

3.3. Diffusivité et effusivité thermique

La diffusivité thermique est par définition le rapport de la conductivité thermique et de la capacité calorifique volumique (elle croît avec la conductivité et décroît avec la capacité thermique).


- 134 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Diff

usiv

ité (m

m2 /s)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

Effusivité (K

J K -1m-2 s

-1/2)

diffusivitéeffusivité

Physiquement, la diffusivité thermique traduit la capacité d'un matériau à imposer sa température au milieu extérieur et caractérise donc la cinétique de réponse du milieu à une perturbation thermique. Plus sa valeur est faible, plus le temps entre le moment où la chaleur est arrivée sur une face d'un mur et le moment où elle atteindra l'autre face est important. La diffusivité thermique est exprimée par le biais de la relation suivante:

pCD

⋅ρλ

= [m2 /s] (4.3)

La diffusivité diminue en augmentant la température (Figure 4.13) c'est-à-dire que le front de chaleur mettra moins du temps à traverser l’épaisseur des matériaux les plus exposés. A 150°C, la diffusivité est presque égale à celle du calcaire (1.4 10 mm²/s). Le béton de résine étudié présente des diffusivités 2 à 4 fois plus grande que les bétons cellulaires ou les briques creuse en terre cuite.

L’effusivité thermique mesure la propriété d’un corps à absorber (ou restituer) de la chaleur à un autre corps avec lequel il est mis en contact. Elle caractérise la sensation de «chaud» ou de «froid» que donne un matériau. Par exemple en posant sa main sur un matériau avec une valeur d'effusivité élevée comme la faïence, celui-ci absorbe rapidement beaucoup d'énergie sans se réchauffer notablement en surface.

L’effusivité thermique se calcule à partir de l’expression :

pCEff ρλ= [J K-1m-2 s-1/2] (4.3)

L’effusivité affiche une variation presque inverse à celle de la diffusivité et possède à peu prés la même allure que celle de la chaleur spécifique. Elle est d'autant plus grande que la conductivité thermique du matériau est grande. L’effusivité diminue, d’une manière générale, avec la température d’exposition ce qui signifie que le matériau se réchauffe rapidement en augmentant la température de traitement.

Figure 4.13: Évolution des propriétés thermiques dynamiques en fonction de la température


- 135 -

A la température ambiante, le BHC possède une diffusivité de 5.798 mm²/s et une effusivité de 1.048 KJ.K-1.m-2.s-1/2 contre des valeurs de 2.027 mm²/s et 1.760 KJ.K-1.m-

2.s-1/2 respectivement pour le BR. Par conséquent la chaleur met plus temps de temps à traverser une paroi en BR par rapport à une celle réalisée avec du BHC et le BR parait plus froid au contact que le BHC.

Un simple calcul fait en utilisant la relation (4.3) montre que notre béton supposé être à température ambiante de T1=23°C, donne une sensation de chaleur à la peau humaine ayant une température T2=37°C puisque la réponse (température ressentie T) est comprise entre 25°C et 27 °C à peu prés.

21

2211

EETETE

T++

= (4.4)

Un matériau ayant une forte effusivité aura tendance à rayonner froid et donc à être agréable en été et désagréable en hiver.

4. Influence de l’exposition à hautes températures sur les propriétés mécaniques

Beaucoup d’études ont investigué l’évolution des propriétés mécaniques des bétons de résine avec la température. Mais, les résultats étaient très diverses à cause de la différence de la composition du béton (type granulats utilisés, type de résine, proportions), des procédés de production adoptés, des cycles de cuisson ou des essais mécaniques accompagnés d’une incertitude sur les mesures. Par conséquent, le fait de comparer les résultats issus des essais est très difficile.

Dans la plupart des travaux, des changements physiques tels que la diminution de la densité et la propagation et la création des nouveaux réseaux de fissures couplées avec des phénomènes chimiques tels que l’augmentation de la pression de gaz dans les pores et de la perméabilité aux gaz ont été rapportés. Sous l'effet de ces différentes transformations physico-chimiques qui prennent place au sein du matériau lors de l'élévation de la température, des variations (généralement des diminutions) des propriétés élastiques et mécaniques qui sont directement reliés à l’altération de la matrice polymérique résine qui n'assure plus parfaitement son rôle de cohésion au niveau de l’interface matrice-granulats sont enregistrées. En effet, un retrait de la matrice qui s’oppose à la stabilité des granulats est responsable de la création de défauts microstructuraux (microfissures, porosités) surtout au niveau de l’interface polymère-renfort. Comme conséquence, le matériau devient moins résistant.

4.1. Résistances mécaniques

Les propriétés mécaniques telles que la résistance en compression, la résistance à la flexion 3 points, la résistance en traction indirecte et les propriétés d’élasticité sont déterminées selon les procédures expérimentales écrites dans chapitre II avant et après les sollicitations thermiques. Ces essais permettent d’analyser l’influence de l’exposition


- 136 -

PC13%

30

40

50

60

70

80

90

100

110

23 100 150 200 225 250

Température (°C)

Rés

ista

nce

en c

ompr

essi

on

(MPa

)

à des températures élevées sur l’évolution de performances mécaniques du béton de résine optimal. 4.1.1. Influence sur la résistance en compression :

La Figure 4.14 présente les résistances en compression des essais réalisés à température ambiante et après le traitement thermique pour l’ensemble des bétons testés.

Figure 4.14: Évolution de la résistance en compression avec température de traitement.

On observe sur cette figure deux zones d’évolution différentes selon la température de chauffage; une première s’étendant entre la température ambiante et 100-150°C puis une deuxième zone pour la plage de températures dépassant 100-150°C. Dans la première phase une légère augmentation de la résistance en compression (3,35%) puis une diminution continue avec l’augmentation de la température. Par ailleurs, la résistance en compression perd presque la moitié (45,31%) de sa valeur initiale (échantillon témoin non traité thermiquement) lorsque le béton testé est exposé à la température de 250°C. Ceci s’accorde parfaitement avec les observations faites par certains chercheurs ([105], [106], [112], [115], [116], [117]).

Ce comportement est le résultat de la coexistence de deux phénomènes durant l’exposition du béton à des températures élevées:

• Pour des températures d’exposition CT °≤ 150exp , une post-réticulation (une polymérisation non complète à la température ambiante) se poursuit. Par conséquent, le degré de réticulation du liant polymérique augmente ce qui réduit la mobilité des chaînes macromoléculaires de la résine ce qui engendre l’amélioration de la résistance en compression. La détérioration de la microstructure à travers la création et la propagation des microfissures et des porosités et la différence du coefficient de dilatation thermique de la matrice et des renforts suite au traitement thermique affectent la rigidité du béton de résine mais leurs répercussions sur la résistance sont limitées [105].


- 137 -

5

25

45

65

85

105

23 100 150 200 225 250Temperature(°C)

Rés

ista

nce

en c

ompr

essi

on (M

Pa)

(MPa

)

PC13%BHC

• Pour des températures d’exposition CT °≥ 150exp , la thermo-oxydation entraîne principalement des modifications chimiques à la surface des matériaux et une perte de masse en plus d’un endommagement sous forme d’oxydation et de fissuration [201]. Ces changements dominent la post-réticulation et une réduction de la résistance en compression est obtenue.

Ribeiro el al. [111] considère que le point à partir duquel la dépendance entre la température de traitement et les propriétés mécaniques devienne pesante est situé à 10°C prés au dessous de la température de fléchissement sous charge (TFC) de la résine et elle liée à cette dernière température plutôt qu’à la température de transition vitreuse (Tg).

La comparaison de la résistance en compression des deux types de bétons (Figure 4.15) montre que le PC 13% affiche des résistances meilleures (une différence comprise entre 24 et 43 MPa) par rapport au BHC jusqu’à la température 225°C.

Pour des températures au-delà, le BHC devient meilleur en termes de résistances en compression. En effet, notre BHC suit les mêmes évolutions en fonction de la température d’exposition comme rapportées dans la littérature puisque la propriété étudiée diminue dans la première phase (entre 23°C et 100°C) puis enregistre une augmentation dans la deuxième phase dans le plage de température 100-225 °C (100°C-250°C selon la littérature) avant de diminuer une seconde fois pour des températures dépassant 250-300°C.

Figure 4.15: Comparaison de la résistance en compression du PC 13% et BHC après exposition.

4.1.2. Influence sur la résistance à la flexion

La Figure 4.16 présente l’évolution de la résistance résiduelle relative à la flexion en fonction de la température d’exposition. Le comportement devient plus fragile avec l'élévation de la température et les résistances résiduelles en flexion du béton optimal augmentent de manière continue jusqu’à 150°C. Au-delà de cette dernière, on observe un décroisement de la propriété étudiée. Cependant, l’exposition du PC 13% à une


- 138 -

PC13%

12

17

22

27

32

37

23 100 150 200 225 250Temperature (°C)

Rés

ista

nce

en fl

exio

n (M

Pa)

température de 250°C, donne des résistances résiduelles presque égales à celles du béton témoin n’ayant subit aucun traitement thermique.

Figure 4.16: Évolution de la résistance en compression avec température de traitement.

Les résistances à la flexion possèdent la même allure que celles des résistances à la compression en fonction de la température de traitement même si l’augmentation de la résistance résiduelle en flexion entre 23°C et 150°C est plus prononcée (44,66%) contre un augmentation de 3,35% pour la compression entre 23°C et 100°C. Ceci est en accord avec les résultats obtenus par certains chercheurs tels que Vipulanandan el al. ([58], [59]), Schröder [106] et Letsch [111]) qui montrent tous que les propriétés mécaniques à la flexion (résistances, comportement) sont plus affectées par l’exposition thermique que celles à la compression.

La structure du matériau est fragilisée par l'apparition et la propagation de fissures entre 150 et 250°C en plus d’une incompatibilité matrice-renfort induisant des contraintes de traction au sein du liant et de compression au sein des renforts durant l’exposition. Ce comportement opposé provoque une microfissuration au niveau de l'interface matrice-renfort. Cependant, d’après Vipulanandan el al. [59], la propriété de cohésion du polymère (au niveau de l'interface matrice-renfort) n'est pas la seule la propriété qui régit le comportement du BR et par conséquent les propriétés adhésives doivent être considérées pour une meilleure caractérisation du comportement.

Si l’on compare le comportement des bétons BHC avec notre BR optimal (Figure 4.17), on constate que les résistances en flexion du BR dépassent de loin celles du BHC (3 à 4 fois plus grandes, 15,68 à 25,64 MPa) même après exposition à des températures voisinant 250°C. Ceci peut être expliqué par le volume du liant dans le BR qui est nettement supérieur à celui utilisé pour la fabrication du BHC en plus de la meilleure adhésion des polymères avec les substrats par comparaison aux liants cimentaires.


- 139 -

0

5

10

15

20

25

30

35

23 100 150 200 225 250

Température (°C)

Rés

ista

nce

en fl

exio

n (M

Pa ) PC13%

BHC

0.E+00

2.E+04

4.E+04

6.E+04

8.E+04

1.E+05

3.E-05 1.E-01 3.E-01Déplacement (mm)

Cha

rge

(N)

23°C100°C150°C200°C225°C250°C

Figure 4.17: Comparaison de la résistance en flexion du BHC et du PC 13%.

4.1.3. Influence sur la résistance en traction indirecte

Bien que le béton ne soit pas conçu pour résister à des efforts de traction directe, la connaissance de la résistance en traction permet cependant d’estimer la charge qui entraînera la fissuration. Etant donné que l'absence de fissuration est extrêmement importante pour assurer la durabilité de la structure en béton, la résistance en traction est alors un critère de qualité surtout pour les structures subissant des efforts de cisaillement ou des risques majeurs de fissuration suite à l’application des charges ou causés par le retrait et par les effets de températures élevés. Des essais de traction par fendage ont été choisis pour évaluer ces risques puisque la réalisation des essais de traction uniaxiale (directe) sur des échantillons de bétons s’avère très délicats à réaliser.

La Figure 4.18 présente les résistances résiduelles en traction par fendage obtenues pour le béton optimal à différentes températures de chauffage. On remarque que la rupture du béton est fragile et que la réponse de la traction indirecte est presque linéaire pour toutes les températures d’exposition.

Figure 4.18: Évolution de la résistance en fendage avec température de traitement.


- 140 -

0

2

4

6

8

10

12

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Con

trai

nte

en fe

ndag

e (M

Pa)

PC 13%BHC

La Figure 4.19 illustre les résistances résiduelles en traction par fendage du PC13% après les traitements thermiques. La propriété étudiée augmente en fonction de la température d’exposition jusqu’à 200°C. Ceci est expliqué par la continuation de la post-réticulation d’une polymérisation incomplète comme déjà détaillée dans le paragraphe § 4.3.1.1 qui domine la propagation des fissures.

Figure 4.19: Évolution de la résistance en fendage avec la température d’exposition.

En élevant la température, un endommagement au niveau de l’interface matrice-granulat régit par le comportement opposé de deux matériaux (retrait de la matrice contre un maintien ou dilatation des granulats) se manifeste. Pour les températures inférieures à 225°C, le béton de résine présente une résistance en traction 2 fois plus importantes que celle du BHC et cette caractéristique devient presque égale pour les deux types de bétons pour des températures au voisinage de 250°C. Les résulats trouvés sont en accord avec celles de la littérature qui à titre d’exemple rapporte une baisse de 99% suite à une exposition à 260°C [107] et la valeur n’est seulement que 20% de sa même valeur initiale à 155°C [107].

4.2. Ténacité

Plusieurs modèles ont été utilisés pour l’estimation des propriétés à la rupture en mode I des bétons à l’instar du la méthode à deux paramètres (TPM), la Loi de l’effet de taille (SEL) et le modèle de la fissure effective (ECM) [7] .

Le choix de la méthode appropriée est conditionné par la disponibilité des matériels et de la préparation des échantillons. En effet, dans le cas où la fabrication, la cure et le transport selon les règles de l’art des larges échantillons est possible alors la méthode SEL peut être adoptée. Si la machine d’essai (flexion) peut être contrôlée en utilisant des jauges alors la méthode TPM est parfaitement appropriée. Dans tous le cas, la méthode ECM est applicable.


- 141 -

Dans cette étude, le modèle ECM sera utilisé grâce à la simplicité du processus expérimentale surtout. Le paramètre de rupture obtenu par ce modèle est indépendant de la taille de l’échantillon et les formules de la mécanique élastique linéaire de rupture sont appliquées.

Le modèle adopté nécessite la mesure de la charge maximale Pmax seulement et de la flèche correspondante pδ pour un échantillon de hauteur W et de profondeur de l’entaille a. La mesure de la charge ultime Pi ( iδ ) durant la phase linéaire élastique est nécessaire pour la détermination du module d’élasticité E du matériau alors que Pmax et

pδ sont utilisés pour estimer la longueur effective de la fissure ae. Le facteur d’intensité de contrainte critique KIc est calculé en utilisant Pmax et ae.

Pour les échantillons testés, aucune dimension linéaire critique ne doit être plus faible que 5 fois la dimension maximale du granulat et l’entaille réalisée oa est liée à la hauteur de la poutre par le facteur Wao qui doit être compris entre 0 .2 et 0.6 mais préférablement entre 0.3 et 0.4 [202].

Le module d’Young E de l’échantillon est calculé selon la relation suivante :

( )oii

i

iii

i FWS

PwS

BP

SW

PwS

SW

PwS

WS

BP

E αδδ 2

2323

21

29

84.035.17.2851

4⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= (4.5)

avec : w :poids propre de la poutre, S : la portée,

( ) ( ) βββαα

dFF o

o ∫=0

212

et ( ) ( )( )( )( )2

3

2

1

121

7.293.315.2199.1

ββ

βββββ−+

+−−−=F

La valeur *E de E est calculée en utilisant comme valeur initiale Wa=α égale à

oα dans la relation suivante :

21 δδδ +=p (4.6)

avec

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=δ

323

1 SW840

PwS35172

SW

P8wS51

WS

EB4P

...maxmax

max (4.7)

( )αδ 2

2

2 21

29 F

WS

PwS

EBP

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

max

max , (4.8)

et ( ) ( ) βββαα

dFF ∫=0

212


- 142 -

0

1

2

3

4

5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

KIC

(MPA

√m)

BHC

PC 13%

La première valeur de *E va être naturellement inférieure à E. la profondeur de l’entaille va être incrémentée par un pas 001.0=∆α et on répète la procédure jusqu’à ce que

*E soit égale à ε±E avec ε est prise égale à %.50 .

La valeur finale α trouvé est prise égale à eα et le facteur d’intensité de contrainte est calculée à partir de la relation :

( )ασ= 1enIc FaK (4.9)

avec :B ; largeur de la poutre, 2

6BW

Mn =σ et 4S

2wSPM ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ += max .

L’énergie de propagation de fissure Gf, nécessaire pour la propagation de fissures dans un échantillon de largeur infinie, est calculée à partir de IcK ( mMPa ) en utilisant une formule de la mécanique de rupture linéaire élastique :

EGK fIc = (4.10)

La Figure 4.20 et la Figure 4.21 présentent, respectivement, la variation du facteur d’intensité de contrainte critique IcK et de l’énergie de propagation de fissure Gf en fonction de la température de chauffage.

Nous remarquons que le béton à matrice cimentaire est moins résistant à la propagation de fissure que le béton à matrice polymérique. Ce dernier présente une ténacité 2 à 3 fois meilleur (2 fois selon Reis [7] à température ambiante), quelque soit la température de traitement, que le BHC qui est plus rigide et dont les propriétés étudiées varient légèrement.

Figure 4.20: Évolution de KIc en fonction de la température de chauffage.

Le béton de résine approche le comportement de la résine réticulé dont les facteurs IcK et Gf augmentent par rapport aux valeurs enregistrées à la température ambiante lorsque la température de chauffage voisine la température de transition vitreuse. Ceci est dû à une augmentation de la mobilité moléculaire qui apparaît dès qu’on s’approche de la température de transition vitreuse ([203], [204]).


- 143 -

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6CMOD (mm)

Cha

rge

(N)

23°C 100°C150°C 200°C225°C 250°C

0

200

400

600

800

1000

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Gf(N

/m)

BHC

PC 13%

Figure 4.21: Évolution de Gf en fonction de la température de chauffage

En augmentant la température de traitement au-delà de la température de transition vitreuse, les paramètres de ténacité poursuivent leur augmentation jusqu’à la température 225°C tout en enregistrant une valeur constante entre 100°C et 150°C. Ceci s’accorde parfaitement avec les résultats trouvés par El-Hawary et al. [80] qui montrent que la ténacité du BR augmente en fonction de la température (de 20°C à 200°C) indépendamment du type de la résine.

Pour des températures de l’ordre de 250°C, une diminution d’environ 10% du facteur

IcK est constatée comme résultat de la fragilisation de la matrice par thermo-oxydation qui induit une chute du facteur de concentration de contrainte et de l’énergie de propagation de fissure. En effet, Trabelsi [203] estime que la présence d’une telle couche oxydée influence négativement le comportement mécanique du matériau.

Des courbes représentatives de l'écartement de deux points situés de part et d'autre du fond de l'entaille (CMOD : Crack Mouth Opening Displacement) sont tracées sur la Figure 4.22 et la Figure 4.23 pour le PC13% et BHC respectivement.

Figure 4.22: Courbe charge-CMOD du PC13% pour les différentes températures d’exposition.


- 144 -

0

1000

2000

3000

4000

0 0.2 0.4 0.6 0.8CMOD (mm)

Cha

rge

(N)

23°C 100°C150°C 200°C225°C 250°C

Figure 4.23: Courbe charge-CMOD du BHC pour les différentes températures d’exposition.

Pour le BHC, le processus de rupture est plus lent que celui du PC13% comme le confirme les valeurs de CMOD plus élevées malgré des valeurs inférieures du facteur d’intensité de contrainte critique. Ceci met en évidence que la rupture est plus fragile pour le béton à matrice de résine par rapport à celui du matériau à matrice cimentaire.

Pour le PC13%, les courbes charge-CMOD sont non-linéaires et présentent le même comportement que le facteur IcK en augmentant la température. En effet, les déplacements augmentent ainsi que les charges jusqu’à la température 200°C avant d’enregistrer une légère réduction pour la température d’exposition maximale. Cette amélioration du comportement vis-à-vis la propagation de fissures peut être expliquée en partie par une post-réticulation de la matrice pour les températures au voisinage de la température de transition vitreuse. La refermeture partielle des fissures primaires courtes par thermo-oxydation semble aussi avoir lieu lors de la remontée en température en plus d’une relaxation des contraintes d’origine thermique apparues lors du traitement. Ces phénomènes coexistent en même temps que les événements de propagation des microfissures préexistantes et le développement de nouvelles pendant le chargement. Au-delà de 225°C, la diminution de la charge en fonction du CMOD peut être attribuée à l’accentuation de l’endommagement résultant de l’interconnexion des microfissures et la naissance par la suite des macro-fissures aidé par les phénomènes de pontage et de déviation par les granulats, de plus en plus visible à cause de la différence de la réponse (dilatation thermique) des constituants du béton.

La partie post-charge maximale montre une diminution de la charge d’une manière de plus en plus lente en fonction de l’augmentation de la température sauf pour la température de 23°C qui présente un comportement plus fragile.

4.3. Modules élastiques

La Figure 4.24 présente les valeurs des modules d’élasticité résiduels obtenus à 23°C par le biais de la méthode de propagation ultrasons et après l’exposition aux différentes sollicitations thermiques. Ces modules d’élasticité expriment l’évolution de la rigidité du


- 145 -

8

13

18

23

28

33

0 50 100 150 200 250 300 Température (°C)

E (G

Pa)

3

5

7

9

11

13

15

µ (GPa)

Eµ

PC13%

-60

-40

-20

00 50 100 150 200 250

Température (°C)

DE (%

)

PC 13%

matériau en fonction de la température de traitement.

Contrairement aux résistances qui montrent deux phases d’évolution, les modules d’élasticité présente une variation monotone (décroissante) avec l'augmentation de la température de traitement. Une perte progressive de rigidité est alors enregistrée. En effet, le module d'élasticité perd 50% de sa valeur initiale suite à une exposition durant 3 heures à 250°C et la rupture devient de plus en plus ductile en fonction de la température de chauffage.

Figure 4.24: Évolution des modules d’élasticité en fonction de la température de chauffage.

Les variations des modules d'élasticité traduisent l’endommagement de la microstructure du béton par la fissuration de la matrice et par l’affaiblissement de l’adhérence entre matrice et granulats donnant ainsi un matériau de plus en plus déformable.

Les modules décroisent linéairement en fonction de la température comme le montre l’évolution des facteurs d’endommagement DE et Dµ de ces modules avec la température de chauffage rapportés sur les Figure 4.25 et Figure 4.26.

Figure 4.25: Facteur d’endommagement du module d’Young E avec la température.


- 146 -

-70

-50

-30

-10

0 50 100 150 200 250Température(°C)

Dµ

(%)

PC 13%

-65

-45

-25

-5

23 73 123 173 223 273Température (°C)

DE (%

)

PC 13%

BHC

Figure 4.26: Évolution du facteur d’endommagement du module de cisaillement µ avec la température d’exposition.

Le facteur d’endommagement DE du module d’Young est donné par la relation suivante :

( ) ( )( )C23E

C23ETEDE °°−

= (4.11)

L’évolution des facteurs d’endommagement DE et Dµ en fonction de la température

peut être approchée par une droite d’équation 6.13 T0,2663- DE +∗= et 6.82 T-0.2978D +∗=µ respectivement. Les deux caractéristiques affichent la

même variation en fonction de la température (Figure 4.24) ce qui se traduit par des pentes et des abscisses en origines presque égaux des facteurs d’endommagement correspondants.

Les facteurs d’endommagement correspondants au module d’Young des bétons à base de résine (optimal) et à base de ciment sont rapportés sur la Figure 4.27.

Figure 4.27: Évolution de DE du PC 13% et BHC en fonction de la température de traitement.


- 147 -

-65

-45

-25

-5

3.5 4 4.5 5 5.5Porosité (% )

DE (%

)

PC 13%

On remarque que le module d’élasticité du PC 13% est plus sensible aux variations de températures que celui du béton hydraulique BHC pour la plage de températures considérée. En effet, PC 13% perd le même degré (≈32%) de son module d’Young initial pour seulement une température de 100°C contre une température voisinant le 250°C pour le BHC. Cette différence de comportement pour les deux matériaux revient à la nature des liants ; organique pour le PC 13% et minérale pour le BHC. La baisse de module est expliquée par l’augmentation des volumes poreux dans le béton et la perte d’adhérence squelette granulaire-matrice plus remarquable pour le PC13% puisque les coefficients de dilatation thermique des constituants sont différents alors que ceux du BHC possèdent des coefficients voisins grâce à une nature minéralogique voisine des composantes.

La variation du facteur d’endommagement DE en fonction de la température d’exposition pour la formulation BHC peut être approchée par l’équation

2.6 T0,1108- DE +∗= affichant une pente moins raide que celle de la formulation

du béton de résine traduisant la sensibilité plus élevée du PC13% par rapport au BHC aux températures élevées.

L’évolution du facteur d’endommagement DE en fonction de la porosité (Figure 4.28) par intrusion de mercure est semblable à celle du DE en fonction de la température d’exposition (Figure 4.27). En effet, DE augmente continuellement avec la porosité et cette ressemblance semble normale puisque la porosité augmente avec l’augmentation de la température d’exposition comme conséquence de l’endommagement de la microstructure par propagation de fissures, créations de pores et décohésion entre le liant et les granulats (différence du coefficient de dilatation thermique de deux matériaux).

Figure 4.28: Évolution de DE du PC 13% en fonction de la porosité.


- 148 -

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.002θ (°)

Inte

nsité

(cps

)

PC13% 23°CPC13% 100°CPC13% 150°CPC13% 200°CPC13% 225°CPC13% 250°C

5. Analyses chimiques

Des analyses par diffraction des rayons X et par spectrométrie infrarouge ont été faites pour estimer le changement dans la composition chimique du béton de résine après exposition à hautes températures par comparaison au BR témoin gardé à température ambiante.

A travers l’analyse des diagrammes de diffraction rapportés sur la Figure 4.29, on remarque la présence des pics caractéristiques des éléments calcite CaCO3 et silice SiO2 comme indiqué dans le Tableau 4.2 :

Tableau 4.2: Pics caractéristiques de l’analyse RX pour PC13% après traitement thermique.

Une légère variation d’intensité des pics caractéristiques est notée sans l’enregistrement de modification significative du spectre RX avant et après exposition. En effet, les spectres de BR après exposition montrent la même évolution que celle du BR non exposé.

Figure 4.29: Diffraction de rayons X pour le béton PC en fonction de la température.

L’analyse des spectres infrarouges des BR ne révèle pas la disparition ou la formation de nouveaux groupements chimiques (Figure 4.30).

Sur la base de ces deux essais, on confirme que la dégradation des BR est le résultat de la dégradation mécanique des composants du BR et surtout de la matrice résine , de la

Indexation des éléments θ2 des pics caractéristiques (°)

CaCO3 23.10 / 29.45 / 31.44 / 36.04 / 39.48 / 43.22 / 48.56

SiO2 20.87 / 26.67 / 26.67 / 36.57 / 39.48 / 40.31 / 42.47

/ 50.17 / 54.89 / 59.97 / 67.75 / 68.18


- 149 -

50%

60%

70%

80%

90%

100%

600.001000.001400.001800.002200.002600.003000.00


Tra

nsm

ittan

ce (%

)

PC13% 23°CPC13% 100°CPC13% 150°CPC13% 200°CPC13% 225°CPC13% 250°C

différence des propriétés thermiques des éléments formant le BR et non pas de la dégradation chimique à travers la transformation du liant époxydique.

Figure 4.30: Spectre Infrarouge du PC 13% en fonction de la température d’exposition.

6. Influence de l’incorporation des ignifugeants

Les polymères possèdent souvent des propriétés physiques et chimiques remarquables mais il n'en est pas toujours de même en ce qui concerne leurs propriétés de résistance aux températures élevées et au feu. Pour remédier à ce problème, l’incorporation d’additifs tels que les agents retardateurs de flamme lors de la mise en œuvre des polymères peut être considérée comme une technique économique et rapide qui permet d’améliorer le comportement thermique des polymères. Cependant cette approche présente parfois des nombreux inconvénients tels qu’une faible compatibilité résine-additif, le rejet du polymère et une détérioration des propriétés mécaniques [205]. Deux types d’ignifugeants ont été utilisés, le premier un polyphosphate d’ammonium (Exolit AP422 de Clariant) et le deuxième un trihydrate d’aluminium (Martinal ON-313 de Albemarle). Les bétons additionnés de ces deux d’ignifugeants, avec une proportion de 20% de la masse de résine, seront notés APP et ATH respectivement.

6.1. Influence sur les propriétés physiques

A fin d’évaluer l’influence de l’ignifugation sur le béton optimal, les échantillons ont subi un traitement thermique et les caractéristiques physiques ont été déterminées par les mêmes techniques de caractérisation utilisées précédemment.


- 150 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

100 150 200 225 250Température (°C)

Pert

e de

mas

se (%

)

PC 13%ATH APP

6.1.1. Perte de masse :

Comme dans le cas du béton témoin (PC 13%), la pesée de trois éprouvettes, au minimum, avant et après chauffage a permis d’évaluer la perte de masse des bétons ignifugés (Figure 4.31) donnée par l’équation suivante :

( ) ( )( ) %100

positionexavantMassepositionexaprèsMassepositionexavantMasse

masse de Perte ∗−

= (4.12)

La perte de masse des bétons additionnés d’ignifugeants augmentent avec la température. Une coloration rousse de l'échantillon est observée, elle est de plus en plus foncée en fonction de la température pour les deux types de bétons ignifugés.

Figure 4.31: Évolution de la perte de masse des bétons ignifugés après traitement thermique.

Pour des températures dépassants 200°C, le PC 13% et le BR/ATH montrent des pertes de masse inférieures à celles du BR/APP.

Les deux produits (ATH et APP) promouvaient la formation d’un bouclier protecteur à la surface du matériau. Il est d'autant plus efficace que le taux de charge est important [34]. Ainsi, le matériau situé sous cette couche protectrice sera mieux protégée et sa dégradation sera donc limitée.

En plus de la formation du char, l’ATH agit par le mécanisme d’action qui repose sur l’absorption de chaleur et la libération d’eau qui refroidi le système et dilue les gaz dans la zone des flammes à partir des températures comprises entre 180°C et 200°C. Cependant l’ajout de phosphore, et notamment d’APP, conduit au cours de la dégradation de l’APP à la libération d’acide phosphorique et l’ammoniac à des températures de l'ordre de 150°C qui, dans un premier temps, catalysent la dépolymérisation. Puis, à plus haute température, une structure phosphocarbonée thermiquement stable est produite (bouclier carboné) [206].


- 151 -

2.05

2.15

2.25

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Den

sité

PC 13%ATH APP

0

2

4

6

8

10

12

14

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Poro

sité

(%)

PC13%ATHAPP

6.1.2. Masse volumique

L’évolution de la masse volumique en fonction de la température de traitement est donnée sur la Figure 4.32. La densité diminue continuellement pour le système BR/APP surtout pour des températures dépassants 200°C. En effet, une chute de 4% est enregistrée entre la température 23°C et 250°C. Pour le système non ignifugé, la chute de la densité pour le même gradient de température est de 1,76% et la variation n’est pas monotone. Le système BR/ATH quant à lui est presque stable puisque la perte de masse ne dépasse pas 0,03% après une exposition à la température de 250°C.

Figure 4.32: Evolution du facteur d’endommagement du module d’Young du PC 13% et BHC en fonction de la température d’exposition.

6.1.3. Porosité

L’ignifugation du BR par de l’APP résulte à la porosité la plus élevée comme le montre la Figure 4.33. Ceci est expliqué par la dégradation qu’a subit le matériau comme l’indique la perte de masse.

Figure 4.33: Évolution De la porosité du BR témoin et ignifugé avec la température d’exposition.


- 152 -

0

0.01

0.02


Log

Intr

usio

n D

iff.

(mL

/g)

PC13% (150°C)ATH (150°C)APP (150°C)

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05


Log

Intr

usio

n D

iff.

(mL

/g)

PC13% (250°C)ATH (250°C)APP (250°C)

Les deux autres systèmes (BR/ATH et PC13%) présentent une porosité qui évolue peut avec la température. Cette différence de comportement est due essentiellement à la différence de mécanisme d’action de deux ignifugeants. Certes les deux additifs agissent par voie condensé à travers la formation d’une couche protectrice mais en plus l’APP libère des acides dont une partie sert à formation du bouclier protecteur et le reste se volatilise. Au fur et à mesure que la température est augmentée, des populations de pores se créent (Figure 4.34 et Figure 4.35) surtout pour le système BR/APP comprenant la distribution des pores la plus large.

Figure 4.34: Répartition des diamètres des pores après ignifugation pour 150°C.

Le système BR/ATH, au contraire, enregistre l’absence des quelques diamètres même après exposition à la plus haute température. La quantité la plus élevée de mercure introduit pour le même diamètre de pores correspond aussi au système le plus dégradé c'est-à-dire le système BR/APP.

Figure 4.35: Répartition des diamètres des pores après ignifugation pour 250°C.


- 153 -

6.1.4. Perméabilité :

Les valeurs du coefficient de perméabilité pour les bétons ignifugés avec de l’ATH et de l’APP sont dressées dans le Tableau 4.3 et le Tableau 4.4.

A température ambiante, l’ignifugation du BR conduit à la diminution de la perméabilité du fait de l’apport des fillers contenus dans les ignifugeants. La perméabilité en fonction de la température d’exposition pour BR/ATH tend à augmenté avec la montée de température et les valeurs restent très proches par rapport à celles du système non ignifugé. Cependant, dans le domaine d’application de l’ignifugeant situé entre 180°C et 200°C, le système BR/ATH devient moins imperméable que PC13%. A partir de 225°C, le béton optimal est plus imperméable que BR/ATH qui affiche une hausse significative de perméabilité à la température maximale de 250°C.

Tableau 4.3: Coefficient de perméabilité du système BR/ATH après traitement thermique.

Tableau 4.4: Coefficient de perméabilité du système BR/APP après traitement thermique.

Le système BR/APP enregistre des coefficients de perméabilité supérieure par rapport au système pour les températures supérieures à la température ambiante excepté pour la température de 200°C. Ceci peut être expliqué par l’action l’APP à partir de 150°C, par la formation d’un bouclier carboné. L’évolution de la perméabilité pour BR/APP est toute à fait normale si on prend en considération la relation entre la perméabilité et la porosité qui présente presque la même évolution en fonction de la montée de


cl (µm)

( )maxlS pression seuil Pt (MPa)


ATH 23 2.98 0.025 0.4947 47.2328 1.2759E-10

100 4.12 0.038 0.5026 32.6736 4.0672E-10

150 3.89 0.045 0.4992 27.1825 5.2232E-10

200 5.20 0.070 0.5000 0.65615 1.6846E-09

225 4.761 0.142 0.5035 11.6392 4.4432E-09

250 4.80 0.550 0.4993 2.24452 9.5362E-08


cl (µm)

( )maxlS pression seuil Pt (MPa)


APP 23 3.72 0.025 0.4850 47.225 1.5034E-10

100 4.90 0.033 0.4940 35.835 3.5606E-10

150 4.75 0.212 0.4917 5.6783 1.3848E-08

200 5.06 0.090 0.4938 13.025 2.6814E-09

225 6.96 0.202 0.5010 6.2270 1.8719E-08

250 13.86 5.544 0.4998 0.2235 2.7907E-05


- 154 -

0

0.5

1

1.5

2

2.5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

λ (W

/m/K

)

PC13%ATHAPP

température (Figure 4.33). En effet, à partir de 225°C, la perméabilité du système BR/APP augmente comme dans le cas de la porosité d’une manière exponentielle.

6.2. Evolution de propriétés thermiques avec la température

Les trois propriétés thermophysiques à savoir la conductivité, la diffusivité et la chaleur spécifique des bétons ignifugés sont étudiés en fonction de la température d’exposition.

L’évolution de la conductivité thermique est présentée sur la Figure 4.36. On remarque que la conductivité thermique diminue en général lorsque la température de chauffage augmente. Ceci est lié à la détérioration de la microstructure des bétons. En effet, les vides limitent le transfert de chaleur. La conductivité thermique du système BR/ATH est presque constante. Ceci peut être expliqué par le fait que la répartition de la taille des pores de ce matériau est quasi uniforme par rapport aux autres formulations étudiées dont la répartition porale est très variable.

En plus, les propriétés thermophysiques telles que la conductivité thermique dépendent des caractéristiques physiques des constituants (degré de cristallinité, densité, …), de leurs proportions relatives et aussi de la microstructure du milieu c’est-à-dire du mode d’arrangement des différents constituants les uns par rapport aux autres.

L’incorporation des ignifugeants conduit à une augmentation de la conductivité thermique comme conséquence de l’augmentation de la densité du béton.

Figure 4.36: Variation de la conductivité thermique des bétons ignifugés avec les températures d’exposition.

La performance thermique des matériaux est également caractérisée par la diffusivité thermique. Un béton possédant une diffusivité thermique élevée est capable d’ajuster rapidement sa température à celle de l’environnement. Par conséquent, une basse diffusivité thermique est souvent préférée pour que le que le béton puisse agir comme étant un radiateur [207].


- 155 -

0

0.5

1

1.5

2

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Cp

(MJ/

m3 K)

PC13%ATHAPP

0.00E+00

5.00E-07

1.00E-06

1.50E-06

2.00E-06

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Diff

usiv

ité (m

2 /s)

PC13%ATHAPP

Les mesures de diffusivité thermique sont tracées sur la Figure 4.37.

On remarque que: - la diffusivité thermique des systèmes BR/APP et BR/ATH diminue en fonction de la température de traitement comme la conductivité pour des températures dépassent 150°C; - pour la même étendue de température, le BR optimal enregistre quant à lui une augmentation de la propriété en cause ; - Elle est également à préciser que les variations de la diffusivité thermique sont moins prononcées que celles de la conductivité.

Figure 4.37: Évolution de la diffusivité en fonction de la température de traitement.

Les chaleurs spécifiques des systèmes BR/APP de BR/ATH diminuent en augmentant la température (Figure 4.38) jusqu’à la température de 150°C avant d’enregistrer un gain pour des températures plus élevées.

Figure 4.38: Variation de la chaleur spécifique du béton optimal avec la température.


- 156 -

0

20

40

60

80

100

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Rés

ista

nce

de c

ompr

essi

on(M

Pa)

PC13%ATHAPP

Le comportement du BR témoin, possédant la plus faible valeur pour des températures au-delà de 150°C par rapport aux autres formulations, est toute à fait inverse et le matériau se réchauffe alors rapidement en augmentant la température de traitement.

Une simple comparaison entre les caractéristiques thermiques du BHC et des bétons ignifugées ou témoin montre que celles correspondantes au BHC sont plus élevées que celles des BR (ignifugés ou non). En effet le BHC possède une conductivité thermique égale à 2,44 W/m.K, une diffusivité de 5,79.10-6 m²/s (presque 3 fois celle du BR) et une chaleur spécifique qui vaut 0,42 Cp (MJ/m3K). Les BR ont donc des propriétés thermiques meilleures que le BHC.

6.3. Résistances mécaniques

Nous rappelons que les essais mécaniques (compression, traction indirecte et flexion trois points) sont effectués en déplacement ou déformation contrôlés avec les vitesses précédent mentionnées. Après chaque traitement et avant chaque essai mécanique, les éprouvettes sont laissées 24 heures à températures ambiante pour atteindre l’équilibre thermique.

6.3.1. Influence sur la résistance en compression :

La Figure 4.39 traduit l’évolution de la résistance résiduelle en compression des éprouvettes cylindriques (témoin et ignifugées) testés à froid, en fonction de la température de chauffage.

Figure 4.39: Evolution de la résistance en compression des BR ignifugés avec la température.

A travers l’ensemble des résultats, nous retenons comme pour les bétons sans ignifugation que la résistance résiduelle en compression des formulations BR/APP et BR/ATH baissent de façon progressive avec la montée en température.

A température ambiante (échantillons non exposés), les éprouvettes ignifugées montrent des caractéristiques meilleures que celles du béton témoin. Ceci peut être le résultat de


- 157 -

0

5

10

15

20

25

30

35

40

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Rés

ista

nce

de fl

exio

n (M

Pa) PC13%

ATHAPP

l’augmentation de la compacité par ailleurs d’une diminution de la porosité due à l’introduction des ignifugeants possédants des dimensions des particules (entre 10 et 15 µm) plus fines que les dimensions des particules provenant des autres constituants.

Le facteur d’endommagement le plus faible correspond au système BR/ATH. Ceci peut être expliqué en partie par la température de départ de la dilution du système comprise en entre 180°C et 200°C. Le comportement du BR/ATH est proche de celui du BR sans additif pour des températures inférieures à 200°C et un gain de 24 MPa en résistance de compression est obtenu à 250C° suite à l’ignifugation du BR optimal par l’ATH. En revanche le système BR/APP enregistre une faible amélioration entre 100-150°C avant de présenter une perte de résistance significative. Ce comportement peut être la conséquence de la faible quantité d’ignifugeant introduite inférieure à la quantité nécessaire pour la dilution de l’environnement. Il est aussi expliqué par l’incompatibilité entre la résine époxydique et l’ignifugeant phosphorique.

6.3.2. Influence sur la résistance en flexion

La Figure 4.40 montre l’évolution de la résistance en flexion 3 points des éprouvettes prismatiques des différentes formulations des BR testées après exposition à des températures élevées.

Figure 4.40: Evolution de la résistance en flexion des BR en fonction de la température.

L’analyse des résultats rapportés sur la figure présente révèle une baisse de la résistance en flexion des BR ignifugés par rapport au BR témoin et ceci pour toutes les températures de chauffage. Le béton témoin enregistre au début (jusqu’à 150°C) une amélioration de la résistance suivie d’une baisse due essentiellement à l’endommagement de matrice et de l’affaiblissement de l’adhérence au niveau de l’interface matrice-renforts. L’ignifugation du système par l’APP entraîne une perte continue en termes de résistances malgré que BR/APP possède la résistance en flexion la plus élevée à température ambiante à l’absence d’un traitement thermique.


- 158 -

0

3

6

9

12

23 100 150 200 225 250Température (°C)

Rés

ista

nce

de fe

ndag

e (M

Pa)

PC13% ATH

Le comportement du système BR/ATH en flexion est presque similaire à celui en compression pour la même formulation. En effet, la résistance enregistre une diminution jusqu’à la température de 200°C avant d’augmenter au voisinage de 225°C puis de s’abaisser de nouveau pour des températures supérieures.

A 250°C par exemple le facteur d’endommagement pour le PC13% est de 4%, celui du BR/ATH est de 10% et pour le système BR/APP la perte est de 73%.

Il est connu que la résine perd un peu de ses caractéristiques mécaniques en générale et en flexion en particulier en fonction de la quantité de charge incorporé. Le phénomène est probablement présent pour le système ATH qui semble être le système le plus stable aux contraintes thermiques appliquées.

6.3.3. Influence sur la résistance en traction indirecte

La variation de la résistance à la traction indirecte en fonction de la température de chauffage des BR ignifugés par le système ATH est donnée sur la Figure 4.41.

Figure 4.41: Evolution de la résistance en fendage des BR en fonction de la température.

L’ignifugation du BR entraîne l’augmentation de la résistance considérée avec la montée de température par rapport aux échantillons témoins jusqu’à la température 150°C. Ceci en dépit du domaine de réactivité de l’ignifugeant situé entre 150C° et 200°C. Le béton témoin quant à lui enregistre une augmentation de la résistance jusqu’à la température 200°C avant d’afficher une diminution qui devient significative pour une température d’exposition de 250C°. En effet, la réduction de la résistance est de 60% par rapport à la valeur à température ambiante pour le système non ignifugé contre une réduction qui est aussi significative pour le système ignifugé. Mais, un phénomène particulièrement important se produit entre 200 et 225°C pour le système BR/ATH qui consiste à la stabilisation de la résistance évoquant l’intervention de l’ignifugeant pour la dilution de l’environnement et ainsi la diminution de l’effet de la température sur la caractéristique étudiée. Après 225°C, la réduction reprend ce qui peut être expliqué par


- 159 -

0

1

2

3

4

5

23 100 150 200 225 250Température (°C)

KIC

(MPA

√m)

ATH

PC 13%

l’endommagement des échantillons suite à la propagation des fissures.

Nous remarquons, que la réduction de l’effet de la température élevée sur les résistances mécaniques surtout par l’introduction de certains types d’ignifugeants est nettement importante au regard de l’augmentation de quelques caractéristiques physiques ou thermiques du matériau telle que la conductivité thermique.

6.4. Ténacité

La Figure 4.42 présente l’évolution du facteur d’intensité de contrainte critique en fonction de la température de traitement.

L’ignifugation du système optimal fait chuter la résistance à la propagation de fissure à température ambiante mais reste comme même plus élevée que celle du BHC (1.62 et 0.97 mMPa pour l’ATH et le BHC respectivement). Cette tendance, la diminution, semble à première analyse contradictoire à l’augmentation des fines provenant de l’ignifugeant qui contribue normalement à la diminution des fissures primaires en augmentant la compacité. Mais en réalité, l’addition des fines par rapport aux renforts de tailles plus grandes, mène à la diminution du pouvoir mouillant de la résine à cause de l’augmentation de la surface spécifique des granulats et par la suite à la chute d’ouvrabilité qui se traduit par une diminution de l’adhérence granulat-matrice. Ceci mène à la création des points faibles au niveau des interfaces pendant l’application des charges.

Figure 4.42: Évolution de IcK du béton ignifugé en fonction de la température de chauffage.

Entre 150°C-200°C, le béton ignifugé par ATH enregistre une augmentation du facteur

IcK contre une valeur constante pour le système optimal. Ceci est fort probable le résultat de la réaction de l’ATH entre 180°C et 200°C. Mais d’une façon générale, le PC13% possède des propriétés meilleures par rapport au béton ignifugé pour toute l’étendue de température d’exposition.


- 160 -

ATH

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 0.1 0.2 0.3 0.4CMOD (mm)

Cha

rge

(KN

)

23°C 100°C150°C 200°C225°C 250°C

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6CMOD (mm)

Cha

rge

(N)

PC 13% (23°C) PC 13% (100°C)

PC 13% (250°C) ATH (23°C)

ATH (100°C) ATH (250°C)

La courbe représentative de l'ouverture fond CMOD pour le système ignifugé est représentée sur la Figure 4.43.

Figure 4.43: Charge-CMOD des bétons ignifugés pour les différentes températures d’exposition.

L’addition de l’ATH a modifié légèrement les courbes charge-CMOD du béton à différentes températures ; en plus d’une diminution des charges et des déplacements en même temps qui entraine une accélération du processus de rupture par rapport au béton non additionné, la pente de la partie post-pic devient plus raide. Entre la température de transition vitreuse et le domaine d’application de l’ATH (entre 180°C-200°C) voire jusqu’à 225°C, les courbes sont très proches mais au-delà de cette dernière température, l'interaction entre les surfaces de rupture commence à jouer un rôle dominant et contribue à la diminution de la charge et du CMOD d’une manière significative (Figure 4.44).

Figure 4.44: Charge-CMOD des bétons PC13% et BR/ATH ignifugés pour les différentes températures d’exposition.


- 161 -

0

5

10

15

20

25

30

35

23 100 150 200 225 250Température (°C)

E (G

Pa)

PC13%ATHAPP

0

3

6

9

12

15

23 100 150 200 225 250Température (°C)

µ(G

Pa)

PC13%ATHAPP

6.5. Modules élastiques

Les résultats de la détermination des modules d’élasticité résiduels des différentes formulations en fonction de la température de traitement sont rapportés sur les Figure 4.45 et Figure 4.46. Ces résultats sont issus des essais de propagation d’ultrasons.

Figure 4.45: Evolution du module Young des BR en fonction de la température.

Figure 4.46: Evolution du module de cisaillement avec la température de chauffage.

A la température ambiante, on n’observe pas d’influence significative sur les deux modules d’élasticité sauf si une légère augmentation du module de cisaillement pour le système BR/APP comme dans le cas de la résistance en flexion.

Le module d’Young (de cisaillement) des bétons PC13%, BR/ATH et BR/APP est respectivement 33.68 ± 0.38 GPa (13.16 ± 0.23 GPa), 31.08 ± 0.99 GPa (11.93 ± 0.30 GPa) et 33.20 ± 0.98 GPA (15.28 ± 0.48 GPa). Avec la montée de la température, le module d’élasticité résiduel baisse de façon progressive. L’allure de la courbe est


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différente pour les différentes formulations même pour les deux systèmes ignifugés.

Avec l’addition de l’ATH, une faible baisse des modules d’élasticité résiduels est observée, tandis les systèmes PC13% et BR/APP une diminution significative est observée le long du cycle de chauffage. La perte du module d’Young (de cisaillement) est d’environ 24% pour BR/ATH, 54% pour le béton optimal et 81% pour BR/APP après un chauffage à 250°C.

Les mesures de porosité montrent un accroissement moins rapide du volume poreux du système BR/ATH par rapport au béton optimal qui lui aussi présente la même chose s’il est comparé au système BR/APP pour lequel l’augmentation de la porosité en plus d’une incompatibilité éventuelle résine-ignifugeant conduit à une perte significative des modules d’élasticité.

6.6. Analyses chimiques

La Figure 4.47 rassemble l’ensemble des spectres du système BR/APP en fonction de la température de traitement thermique. Il existe une légère différence entre les spectres du BR/APP ayant subi un traitement thermique à différentes températures et celle du même matériau conditionné à température ambiante. L’ensemble des spectres présente entre 1800 et 3000 cm-1 des absorptions caractéristiques de la résine réticulée. Entre 1350 et 1500 cm-1 une large bande centré à 1423 cm-1 attribuable à une espèce +

4NH (vibration d’allongement). Son intensité décroît légèrement avec la température à partir de 150-200°C ce qui met en met en évidence la faible réaction entre APP et BR. Nous observons également des pic à 1163 et 1246 cm-1 relatifs à l’absorption des liaisons P-O (liaisons de type P-O-C) et par la suite la formation limitée d’une structure phosphocarbonée.

Figure 4.47: Spectre infrarouge du système BR/APP en fonction du traitement thermique.

60%

70%

80%

90%

100%

600.001000.001400.001800.002200.002600.003000.00


Tra

nsm

ittan

ce (%

)

APP 23°CAPP 100°CAPP 150°CAPP 200°CAPP 225°CAPP 250°C


- 163 -

Les spectres infrarouges du système BR/ATH en fonction de la température d’exposition sont présentés sur la Figure 4.48.

Figure 4.48: Spectre infrarouge du système BR/ATH en fonction du traitement thermique.

Par comparaison au béton témoin conditionné à température ambiant, le système BR/ATH présente à l’entour de 3450 cm-1 une bande relative à des vibrations d’élongation des liaisons OH résultat de la décomposition de l’ATH. Cette bande est visible clairement pour les températures de traitement de 200 et 225°C. Ceci est probablement, la conséquence du déclanchement de la réaction entre résine et ignifugeant au voisinage de la température de 180-200°C [50] et la réduction de la quantité nécessaire pour la dilution pour des températures approchants 250°C. Des raies à 1054 et 646 cm-1 attribuable à une liaison Al-O se présentent.

La Figure 4.49 présente les résultats de la caractérisation minéralogique par DRX des échantillons de BR/ATH exposés à différentes températures de chauffage. Par comparaison au BR témoin (PC 13%) et au diagramme de l’ATH (Figure 4.50), quelques informations supplémentaires sont identifiées.

Une légère variation des pics caractéristiques en générale et en particulier pour 2θ égale à 36.66°, 40.23° et 20.97° est observée.

Ces pics pour BR/ATH coïncides avec des pics caractéristiques de l’ATH ce qui peut justifier une réaction entre l’ignifugeant et la matrice à haute température. Un autre pic centré sur la distance réticulaire de 4,84 Å non observé pour l’échantillon témoin est également observé pour dans les diagrammes des échantillons BR/ATH pour quelques températures d’exposition. Ce pic caractéristique à l’ignifugeant confirme le rôle de l’ignifugeant dans la diminution de l’effet de la température.

50%

60%

70%

80%

90%

100%

600.001000.001400.001800.002200.002600.003000.00


Tra

nsm

ittan

ce (%

)

ATH 23°CATH 100°CATH 150°CATH 200°CATH 225°CATH 250°C


- 164 -

ATH

0

2000

4000

6000

10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.002θ (°)

Inte

nsité

(cps

)

Figure 4.49: Spectre par RDX du système BR/ATH pour différentes températures de chauffage.

Figure 4.50: Spectre par RDX de l’ignifugeant ATH.

Les résultats de la caractérisation minéralogique par DRX des échantillons de BR/APP exposés à différentes températures de chauffage et de l’ignifugeant APP sont rapportés sur la Figure 4.51 et la Figure 4.52 respectivement. A part une variation de l’intensité des pics négligeable, nous remarquons la présence d’un pic, de faible intensité, centrées à 2θ égale à 15.36° pour certaines températures de chauffage. Ce pic indique qu’une réaction limitée s’est produite entre l’APP et la résine.

Les autres pics présents dans les diagrammes de l’échantillon témoin sont bien conservés.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.002θ (°)

Inte

nsité

(cps

)

ATH 23°CATH 100°CATH 150°CATH 200°CATH 225°CATH 250°C


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0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.002θ (°)

Inte

nsité

(cps

)

APP 23°CAPP 100°CAPP 150°CAPP 200°CAPP 225°CAPP 250°C

APP

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.002θ (°)

Inte

nsité

(cps

)

Figure 4.51: Spectre par RDX du système BR/APP pour différentes températures de chauffage.

Figure 4.52: Spectre par RDX de l’ignifugeant APP.

7. Conclusions

Les essais réalisés sur des éprouvettes de bétons de résine et des bétons hydrauliques cimentaires montrent une dégradation et une baisse des propriétés résiduelles lors de l’exposition à des températures élevées.

Les résultats de pesée des éprouvettes avant et après le chauffage à différentes températures montrent une diminution de la masse des deux types de béton en augmentant de la température. Toutefois, le BHC perd plus de matière que le Béton de résine. Ceci est expliqué par la quantité de liant inférieure du BR par rapport à celle du BHC. La perte de masse pour le BR ne dépasse pas 1% pour une température de 250°C contre 3.5% pour le BHC à cause du départ de l’eau libre puis de l’eau liée.


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Le suivi des propriétés mécaniques résiduelles (résistances en compression, en traction, en flexion, en traction indirecte et des modules d’élasticités) des éprouvettes montrent aussi une perte progressive en fonction de la température d’exposition. Ces baisses des propriétés mécaniques sont généralement remarquées pour des températures dépassant 150°C pour la majorité des propriétés. En plus, les modules d’élasticité adoptent un facteur d’endommagement linéaire en fonction de la température. Cependant, les caractéristiques mécaniques du BR présentent un comportement plus stable que celui du BHC dont les caractéristiques restent largement inférieures à celle du béton de résine même après exposition à des températures voisinant 225°C. Après exposition et refroidissement des échantillons, des fissures à la surface ont été remarquées sans présence d’événement d’éclatement des éprouvettes.

La diminution des propriétés mécaniques est le résultat de la modification des propriétés de transfert (porosité, conductivité) régit par la différence de comportement des deux phases formant le BR c'est-à-dire la matrice époxydique d’origine organique et le squelette granulaire d’origine minérale. Les propriétés de transfert baissent surtout à cause de l’augmentation de porosité et la perte d’adhérence résine-granulat. Ceci est confirmé par les analyses chimiques infrarouges et par diffraction des rayons X qui ne révèlent aucune transformation du liant époxydique par la disparition ou la formation de nouveaux groupements chimiques

L’ignifugation des formulations pour réduire l’effet de température sur les propriétés thermomécaniques à donné des résultats différents pour les deux familles d’ignifugeants. En effet, contrairement à ce qui est attendu, l’addition de l’APP n’a pratiquement pas amélioré le comportement mécanique vis-à-vis les températures élevées ce n’est que pour la plage de température compris entre la température ambiante et 150°C où les éprouvettes montrent une légère augmentation des propriétés étudiées avant d’enregistrer une diminution significative des propriétés mécaniques, thermiques et de transfert par rapport au béton témoin. Par contre le système BR/ATH a amélioré le comportement thermomécanique des éprouvettes à partir des températures 180°C-200°C où l’ignifugeant commence à réagir avec la résine pour former une barrière protectrice en phase condensé. Cette amélioration se voit d’une manière très claire pour les températures supérieures grâce à la stabilité thermique des bétons ignifugés par rapport au béton témoin. En plus, l’ajout d’ATH aboutit à l’obtention de la formulation la plus rigide. Cette amélioration est accompagnée par une augmentation de la conductivité thermique qui reste nettement moins importante au regard de la conservation des propriétés mécaniques et élastiques. Une action limitée de l’ignifugeant APP par rapport à celui appartenant à la famille d’hydroxyde de métal a été confirmée par des analyses chimiques.


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CCoonncclluussiioonn ggéénnéérraallee eett ppeerrssppeeccttiivveess

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Conclusion générale et perspectives

Le premier objectif de la présente thèse consiste à contribuer de façon expérimentale à l’obtention d’une formulation de béton de résine (BR) économique répondant à des critères mécaniques maximales en service tout en alliant résistance mécanique, durabilité et coût. Le polymère utilisé en tant que liant est composé d’un prépolymère appartenant la famille d’époxyde de type DiGlycidylÉther de Bisphénol A (DGEBA) réticulée par un durcisseur de type amine tertiaire aliphatique. Le squelette granulaire d’origine silico-calcaire est constitué d’un sable et d’un gravier de classe granulométrique 0/4 et 4/10 respectivement. L’optimisation de la formulation se fait sur deux étapes; optimisation du squelette granulaire et optimisation de la matrice. La première étape, basée sur le principe de la compacité maximale tout en prenant en considération l’ouvrabilité du béton à confectionner, nous a permis d’adopter un rapport G/S égale à 0,54 c'est-à-dire un mélange composé de 35% de gravier et 65% de sable en fraction massique. Les résultats expérimentaux s’accordent parfaitement avec les résultats issus du modèle MEC donnant une compacité théorique de 0,823 contre une valeur de 0.808 pour la compacité déterminée expérimentalement.

La deuxième étape de l’optimisation est conduite sur la base d’une compagne d’essais pour la détermination des propriétés physiques telles que la perte de masse et la porosité et des propriétés mécaniques telles que la résistance en compression, la résistance en traction par flexion ou indirecte et le module d’élasticité. Ces propriétés ont été déterminées à la température ambiante en faisant varier uniquement le dosage en liant pour le mélange granulaire optimal (G/S = 0,54) trouvé dans l’étape précédente.

Quatre formulations de BR se différant donc par seule la fraction massique du polymère ont été fabriquées. Une comparaison a été par la suite établie entre la BR optimal et un béton hydraulique cimentaire.

Les essais révèlent que la porosité totale obtenue par intrusion de mercure ainsi que la perméabilité n’évoluent presque plus pour une valeur seuil de 13% en fraction massique de polymère par rapport à la masse totale du BR. De plus les diamètres de pores deviennent plus distribués et la porosité reste inchangée pour des fractions supérieures à mp=13%. La masse volumique et la conductivité thermique adoptent également la même tendance et le BR optimal se présente comme étant la formulation la plus dense et possède en plus la conductivité thermique la plus faible parmi toutes les formulations considérées. Par l’addition de liant au détriment de la fraction massique de granulats, les propriétés conductivité thermique et perméabilité diminuent.

Les résistances mécaniques augmentent avec l’augmentation de la fraction massique du liant époxydique. Les valeurs des résistances les plus élevées sont obtenues pour mp=13%. De même la rigidité la plus élevée est obtenue pour la même formulation. Les


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modules élastiques quant à eux et contrairement au coefficient de Poisson augmentent avec l’augmentation de la période de maturation.

En comparaison avec le BHC, le BR possède des propriétés physiques meilleures (plus isolant, moins poreux, deux fois moins perméable, plus isolant thermiquement) pour toutes les formulations sauf pour mp=6% qui donne un BR de moindre caractéristiques (plus dense et plus poreux). De point de vue mécanique le BR est plus résistant en flexion (4 fois) et en compression (3fois).

Le suivi des propriétés mécaniques en fonction du temps de cure montre, comme dans le cas des propriétés physiques, qu’au-delà de 7 jours, la majorité des propriétés n’évoluent significativement pas. Ceci nous conduit à adopter l’âge de 7 jours comme étant l’âge de maturation référence pour lequel les essais sont réalisés pour la suite de cette étude. Nous admettons aussi que le béton avec mp=13% est la formulation optimale qui allie propriétés physiques- mécaniques et coût.

Enfin, le deuxième but de cette étude est d’analyser et à d’amélioration le comportement thermomécanique du BR après un traitement thermique. Le traitement thermique a consisté à soumettre les éprouvettes de bétons à un cycle de chauffage-refroidissement de la température ambiante à 100°C-150°C-200°C-225°C ou 250°C. La vitesse de chauffage était de 0.5°C/min. Plusieurs points sont à retenir à l’issue de cette étude.

Une diminution de la masse du BR est enregistrée. Cependant le BHC perd plus de matière que le BR qui par exemple perd 3.5% à 250°C contre 1% pour le BR pour la même température. Les essais montrent aussi une dégradation et une baisse des propriétés résiduelles lors de l’exposition à des températures élevées. Ces chutes des propriétés mécaniques sont remarquées pour des températures dépassant 150°C et sont le résultat de la modification des propriétés de transfert régit par la différence de comportement des deux phases matrice et le squelette granulaire. Les modules d’élasticité adoptent un facteur d’endommagement linéaire en fonction de la température. Des fissures sont remarquées à la surface des échantillons.

Les propriétés de transfert baissent surtout à cause de l’augmentation de porosité et la perte d’adhérence résine-granulat comme le confirme les analyses chimiques écartent la transformation du polymère à travers la disparition ou la formation de nouveaux groupements chimiques suite à l’exposition.

L’ajout des ignifugeants a été adopté dans le but de réduire l’effet de température sur les propriétés thermomécaniques du BR. Contrairement à ce qui est attendu, l’addition de l’APP n’a pas amélioré les propriétés mécaniques après chauffage à des températures élevées. Une légère augmentation des propriétés étudiées pour les températures inférieures à 150°C suivie d’une diminution significative des propriétés mécaniques, thermiques et de transfert par rapport au béton témoin sont remarquées. Le système BR/ATH Par contre a amélioré le comportement thermomécanique des éprouvettes à


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partir des températures 180°C-200°C, domaine de son application. L’ignifugeant réagit avec la résine pour former une barrière protectrice en surface pendant la phase condensé. Une stabilité thermique pour des températures élevées des bétons ignifugés par rapport au béton témoin est alors assurée. L’amélioration du comportement thermomécanique est accompagnée par une augmentation de la conductivité thermique restant nettement moins importante au regard de la conservation des propriétés mécaniques et élastiques puisque l’ajout d’ATH conduit à l’obtention de la formulation la plus rigide.

Le remplacement total de la matrice cimentaire par un polymère thermodurcissable se justifie de point de vue propriétés mécaniques et physiques. Cependant le coût élevée et la non disponibilité d’une main d’œuvre qualifié pour la fabrication de ce type de béton en plus d’un comportement thermomécanique difficile à prédire avec certains types d’addition nécessite une étude approfondie concernant la compatibilité du polymère avec ces ajouts et les mécanismes de propagation de fissures au sein de ces matériaux sous l’influence des contraintes thermiques ou des conditions sévères en service. De même, le dégagement de fumées toxiques pendant le chauffage à des températures élevées et l’ouvrabilité du béton à l’état frais posent tous les deux des sérieux problèmes qui freinent le développement et l’utilisation des BR dans certains environnements représentant un risque pour la sécurité des utilisateurs.

RRééfféérreenncceess bbiibblliiooggrraapphhiiqquueess

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- 184 -


- 185 -

Annexe 1

AAnnnneexxee 11

- 186 -

Tableau A : Part relative des matériaux de construction dans l'industrie de la construction dans l’Union Européen, année 2000 (15 états membres, population : 330 millions) [208]

Matériau de construction Consommation [tonnes] Pourcentage [%]

Bétons et base de ciment 503 000 000 71

Tuiles et briques 73 000 000 10

Bois 54 000 000 7

Fer et acier 24 000 000 3

Pierre, Produits de carrière 16 000 000 2

Asphalte et bitume 16 000 000 2 Polymères (Modification pour béton)

6 850 000 (486.000) 0,97

Verre plat 5 200 000 0,73

Laine minérale 2 000 000 0,3

Cuivre 1 300 000 0,2

Aluminium 900 000 0,1

Tableau B : Consommation des polymères par l’industrie en Europe occidentale (2003) [209]

Matériau de construction Consommation [%]

Emballage 37,2

Usage domestique 20,1

Construction 18,5

Électrique/Électronique 8,5

Grande industrie 5,8

Construction automobile 8


- 187 -

Annexe 2

AAnnnneexxee 22

Thèse de Doctorat- O.ELALAOUI -188-


Tra

nsm

ittan

ce (%

)

Pré-polymère(Eponal 371)

AAnnnneexxee 22


Tra

nsm

ittan

ce (%

)


Durcisseur (Eponal 371)

AAnnnneexxee 22


T

rans

mitt

ance

(%)


Polymère (Eponal 371)


-191-

Annexe 3

AAnnnneexxee 33


AAnnnneexxee 33



194

Documents

Optimisation de la formulation et de la tenue aux hautes