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THOMAS CALAIS PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ D’UN BÉTON LÉGER Application en régions froides Mémoire présenté à la Faculté des études supérieures et postdoctorales de l’Université Laval dans le cadre du programme de maîtrise en génie civil pour l’obtention du grade de maître ès sciences (M. Sc.) DÉPARTEMENT DE GÉNIE CIVIL FACULTÉ DES SCIENCES ET DE GÉNIE UNIVERSITÉ LAVAL QUÉBEC 2013 © Thomas Calais, 2013

PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ...THOMAS CALAIS PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ D’UN BÉTON LÉGER Application en régions froides Mémoire présenté à la Faculté

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THOMAS CALAIS

PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ

D’UN BÉTON LÉGER

Application en régions froides

Mémoire présenté

à la Faculté des études supérieures et postdoctorales de l’Université Laval

dans le cadre du programme de maîtrise en génie civil

pour l’obtention du grade de maître ès sciences (M. Sc.)

DÉPARTEMENT DE GÉNIE CIVIL

FACULTÉ DES SCIENCES ET DE GÉNIE

UNIVERSITÉ LAVAL

QUÉBEC

2013

© Thomas Calais, 2013

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Résumé

S’inscrivant dans la volonté du Ministère des Transports du Québec d’utiliser le béton

léger dans des travaux de réparation, mais également pour de nouvelles structures, l’objectif

principal de ce projet réside dans l’établissement d’une base scientifique offrant une

meilleure compréhension des propriétés clés de ce matériau. Plusieurs volets

expérimentaux ont donc été effectués dans le but de caractériser les propriétés mécaniques,

le risque de fissuration et les résistances au gel-dégel et à l’écaillage d’un béton fabriqué

avec des gros granulats de schiste expansé. Deux paramètres se trouvent au cœur de cette

étude : d’une part, la teneur en eau des granulats légers, d’autre part, la quantité d’eau qu’ils

relâchent et devant être comptée dans le rapport E/L (MAD). Les résultats expérimentaux de

cette étude démontrent la possibilité de fabriquer au Québec un mélange de béton léger

avec des propriétés mécaniques et une durabilité au gel satisfaisantes, bien que l’estimation

du paramètre MAD soit encore mal maitrisée et ceci, d’autant plus que la teneur en eau

effective des GL est élevée.

Mots clés : Béton léger, propriétés mécaniques, risque de fissuration, durabilité au

gel, teneur en eau effective, schiste expansé.

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Abstract

Over the years, lightweight aggregate concrete (LWAC) has been used in many

building projects, notably in the USA and Nordic countries, but only in a few in Quebec.

The aim of this project is to establish a better understanding of the fundamental properties

of LWAC for a possible use in repairs and new structural projects. Several experimental

phases were conducted in order to evaluate the mechanical properties, the cracking risk, the

resistance of rapid freezing and thawing and the scaling resistance of a LWAC made with

expanded shale coarse aggregate. We focused on two factors: the LWA water content and

the evaluation of the quantity of water from LWA counted in the water/binder ratio. The

experimental results show that, even if the understanding of the movements of water

around the LWA is not yet total, mechanical properties and durability meeting structural

standards can be obtained. For many properties like the cracking risk and the freezing

resistance, LWAC are even better than usual concrete.

Keywords : LWAC, mechanical properties, cracking risk, durability, water content,

expanded shale.

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iv

Avant-propos

Dans un premier temps, je souhaite remercier mon directeur de maîtrise, Benoît

Bissonnette et mon co-directeur, Jacques Marchand, de m’avoir accordé leur confiance

dans la mise en œuvre de ce projet. Leurs connaissances, leurs expériences, ainsi que leur

soutien m’ont été d’une grande aide dans les moments clés de cette aventure.

J’aimerais également remercier Andréas Muller de m’avoir épaulé tout au long de

cette période. Je n’oublie pas également l’ensemble du personnel du Centre de Recherche

sur les Infrastructures en Béton (CRIB), professeurs, professionnels de recherche,

techniciens (avec une mention spéciale pour René Malo), et étudiants, avec qui j’ai eu la

chance de travailler.

Je tiens à remercier les différents partenaires de la chaire industrielle sur la réparation

durable et l’entretien optimisé des infrastructures en béton principalement de leur support

financier et leur contribution concernant les matériaux cimentaires et les adjuvants au cours

du projet.

Je souhaite enfin remercier sincèrement l’ensemble des personnes du Ministère des

Transports du Québec qui ont participé à ce projet de leurs conseils; leur disponibilité et

leur gentillesse : Daniel Boulet, Alain Hovington, Nadia Pouliot, Claude Nazair et Stéphane

Fortier.

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v

À ma famille,

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Table des matières

Résumé ......................................................................................................................... ii

Abstract ....................................................................................................................... iii

Avant-propos ................................................................................................................ iv

Table des matières ........................................................................................................ vi

Liste des tableaux ...................................................................................................... viii

Liste des figures ......................................................................................................... xiii

Chapitre 1. Introduction ............................................................................................. 1

1.1 Contexte général ............................................................................................. 1

1.2 Contexte de l’étude ......................................................................................... 2

1.3 Objectifs .......................................................................................................... 3

Chapitre 2. État des connaissances ............................................................................ 4

2.1 Granulats légers de structure ........................................................................... 4

2.2 Formulation des bétons légers ........................................................................ 7

2.3 Propriétés mécaniques .................................................................................... 9

2.4 Cure interne ................................................................................................... 15

2.5 Durabilité ...................................................................................................... 19

2.6 Conclusion .................................................................................................... 31

Chapitre 3. Méthodologie ........................................................................................ 33

3.1 Propriétés mécaniques et de durabilité visées ............................................... 33

3.2 Programme expérimental .............................................................................. 34

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Chapitre 4. Résultats et analyses ............................................................................. 74

4.1 Propriétés du béton frais ............................................................................... 74

4.2 Propriétés mécaniques .................................................................................. 76

4.3 Risque de fissuration due au retrait de séchage ............................................ 97

4.4 Durabilité .................................................................................................... 113

Chapitre 5. Synthèse et perspectives ..................................................................... 119

5.1 Propriétés mécaniques ................................................................................ 119

5.2 Rapport E/L effectif et estimation de MAD ................................................. 119

5.3 Risque de fissuration due au retrait de séchage .......................................... 120

5.4 Durabilité .................................................................................................... 120

5.5 Perspectives ................................................................................................ 121

Bibliographie ............................................................................................................. 126

Annexe A : Formulations des gâchées ...................................................................... 131

Annexe B : Résultats des essais de résistance en compression ................................. 136

Annexe C : Résultats des essais de résistance en traction ......................................... 147

Annexe D : Résultats des essais de module élastique ............................................... 157

Annexe E : Impact d’une mauvaise hypothèse sur le paramètre MAD ...................... 168

Annexe F : Étude de l’influence de la cure interne sur la zone de transition pâte-

granulat avec CEMHYD3D ................................................................................................ 170

Annexe G : Photos Durabilité ................................................................................... 178

Annexe I : Résultats MTQ Pont-Rouge .................................................................... 183

Annexe J : Résultats de essais de mesure de teneur en air sur béton durci pour les

phases P4 et P5. .................................................................................................................. 186

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viii

Liste des tableaux

Tableau 2-1 : Composition chimique typique des argiles expansibles [ARN, 1986] ............. 5

Tableau 2-2 : Modifications des conditions de cure des éprouvettes destinées aux essais de

gel-dégel pour les bétons à granulats légers ................................................................. 30

Tableau 3-1: Caractéristiques des mélanges du MTQ utilisés .............................................. 33

Tableau 3-2: Nomenclature des mélanges étudiés ................................................................ 34

Tableau 3-3: Caractéristiques des mélanges de béton léger fabriqués dans les différentes

phases expérimentales ................................................................................................... 39

Tableau 3-4: Caractéristiques des matériaux utilisés dans le calcul de formulation ............ 40

Tableau 3-5: Formulation théorique des différents types de mélanges fabriqués. ............... 43

Tableau 3-6: Résultats de l’analyse chimique des composants du liant utilisé dans les trois

phases expérimentales effectuées au laboratoire, exprimés en pourcentage massique 44

Tableau 3-7: Caractéristiques des adjuvants utilisés dans les phases expérimentales en

laboratoire ..................................................................................................................... 45

Tableau 3-8: Distribution granulométrique et caractéristiques des lots de sable ................. 47

Tableau 3-9: Distribution granulométrique et caractéristiques des gros granulats ............... 48

Tableau 3-10: Séquence des mesures dans l’essai de fluage en flexion ............................... 55

Tableau 3-11: Essais réalisés sur les mélanges de béton de la première phase expérimentale

...................................................................................................................................... 58

Tableau 3-12: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel au

cours de la première phase expérimentale .................................................................... 58

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Tableau 3-13: Teneur en eau des granulats légers après différentes périodes d’égouttage

dans le silo .................................................................................................................... 62

Tableau 3-14: Distribution granulométrique et caractéristiques des GL utilisés en chantier

(phase 2) ........................................................................................................................ 65

Tableau 3-15: Essais réalisés lors de la deuxième phase expérimentale .............................. 66

Tableau 3-16: Essais réalisés dans la troisième phase expérimentale .................................. 68

Tableau 3-17: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel de

la troisième phase expérimentale .................................................................................. 70

Tableau 3-18: Essais réalisés dans les phases expérimentales P4 et P5 ............................... 72

Tableau 3-19: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel au

cours des phases expérimentales P4 et P5 .................................................................... 73

Tableau 4-1: Caractéristiques des mélanges de référence du MTQ ..................................... 74

Tableau 4-2 : Résultats des mesures de teneur en air des phases P4 et P5 ........................... 75

Tableau 4-3: Estimations des modules élastiques des granulats avec le modèle d’Arnould et

Virlogeux ...................................................................................................................... 87

Tableau 4-4: Estimation des modules élastiques des mortiers à partir du modèle d’Arnould

et Virlogeux .................................................................................................................. 88

Tableau 4-5: Résultats des mesures des modules élastiques des mortiers fabriqués avec

différents rapports E/L .................................................................................................. 90

Tableau 4-6: Ajustement de l’étape 1 de l’utilisation du modèle d’Arnould et Virlogeux -

estimation du module élastique des granulats ............................................................... 91

Tableau 4-7: Estimation comparative des modules élastiques des mortiers avec le modèle

d’Arnould et Virlogeux ................................................................................................. 92

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Tableau 4-8: Estimation des rapports E/L effectifs des mortiers à partir du modèle

d’Arnould et Virlogeux ................................................................................................. 93

Tableau 4-9 : Résultats de l’analyse sur les masses volumiques .......................................... 95

Tableau 4-10 : Résultats des essais de résistance au gel-dégel. .......................................... 114

Tableau 4-11 : Résultats des essais d’écaillage .................................................................. 117

Tableau 5-1 : Formulation des mélanges élaborés dans la phase P1 .................................. 132

Tableau 5-2 : Formulation des mélanges de type 5 élaborés dans la phase P3 .................. 133

Tableau 5-3 : Formulation des mélanges de type 13 élaborés dans la phase P3 ................ 134

Tableau 5-4 : Formulation des mélanges T13L élaborés pendant les phases P4 et P5 ....... 135

Tableau 5-5 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5T de la phase P1 .. 137

Tableau 5-6 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5L de la phase P1 .. 138

Tableau 5-7 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13T de la phase P1 139

Tableau 5-8 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P1 140

Tableau 5-9 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5T de la phase P3 .. 141

Tableau 5-10 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5L de la phase P3 142

Tableau 5-11 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13T de la phase P3

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

Tableau 5-12 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P3

.................................................................................................................................... 144

Tableau 5-13 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P4

.................................................................................................................................... 145

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Tableau 5-14 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P5

.................................................................................................................................... 146

Tableau 5-15 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5T de la phase

P1 ................................................................................................................................ 147

Tableau 5-16 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5L de la phase

P1 ................................................................................................................................ 148

Tableau 5-17 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13T de la phase

P1 ................................................................................................................................ 149

Tableau 5-18 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase

P1 ................................................................................................................................ 150

Tableau 5-19 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5T de la phase

P3 ................................................................................................................................ 151

Tableau 5-20 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5L de la phase

P3 ................................................................................................................................ 152

Tableau 5-21 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13T de la phase

P3 ................................................................................................................................ 153

Tableau 5-22 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase

P3 ................................................................................................................................ 154

Tableau 5-23 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase

P4 ................................................................................................................................ 155

Tableau 5-24 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase

P5 ................................................................................................................................ 156

Tableau 5-25 : Détermination du module élastique du mélange T5T de la phase P1 ........ 157

Tableau 5-26 : Détermination du module élastique du mélange T5L de la phase P1 ........ 158

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Tableau 5-27 : Détermination du module élastique du mélange T13T de la phase P1 ...... 159

Tableau 5-28 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P1 ...... 160

Tableau 5-29 : Détermination du module élastique du mélange T5T de la phase P3 ........ 161

Tableau 5-30 : Détermination du module élastique du mélange T5L de la phase P3 ........ 162

Tableau 5-31 : Détermination du module élastique du mélange T13T de la phase P3 ...... 163

Tableau 5-32 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P3 ...... 164

Tableau 5-33 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P4 ...... 165

Tableau 5-34 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P5 ...... 166

Tableau 5-35: Résultats des mesures des modules élastiques des mortiers fabriqués avec

différents rapports E/L ................................................................................................ 167

Tableau 5-36 : Estimation de la quantité apportée par les GL et qui sera comptée dans le

rapport E/L, selon l’hypothèse suivie ......................................................................... 168

Tableau 5-37 : Illustration du premier cas .......................................................................... 169

Tableau 5-38 : Illustration du second cas ........................................................................... 169

Tableau 5-39 : Résultats de l’estimation de la porosité de la pâte, après une simulation

d’hydratation ............................................................................................................... 176

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xiii

Liste des figures

Figure 2-1: Évolution de l'absorption de gros granulats légers produits par ESCS (Expanded

Shales Clays and Slates) pendant une immersion de deux ans [HOL, 2004] ................. 6

Figure 2-2: Absorption d'eau en fonction du temps des granulats d'argile expansée bouletée

(Arg.) et de cendres volantes frittées (CV); granulats 4/8 mm, densité apparente ρg

[ZHA, 1991] .................................................................................................................... 7

Figure 2-3: Courbes contrainte/déformation du béton et de ces constituants [ASS, 2004] . 10

Figure 2-4: Résistance à 28 jours d'une gamme de rapports eau/ciment de bétons de ciment

portland, d'après 100 mélanges différents de béton effectués entre 1985 et 1999 [ASS,

2004] ............................................................................................................................. 11

Figure 2-5: Influence du mûrissement à l’eau sur la résistance à la compression de bétons

ayant un rapport eau/ciment de 0,50 [NEV, 1998] ....................................................... 12

Figure 2-6: Relation entre la résistance en compression à 28j et la densité du béton frais

d’un mélange avec des granulats légers [ZHA 2, 1991] ............................................... 13

Figure 2-7: Résultats de modules élastiques de bétons légers à 28 j d’après plusieurs auteurs

[SHI, 2003] ................................................................................................................... 15

Figure 2-8: Volume de pâte bénéficiant de la cure interne d'un béton où 30 % des granulats

est remplacé par différents granulats légers de petits et gros calibres [HEN 1, 2009] . 18

Figure 2-9: Influence du réseau de bulles d’air sur la durabilité des bétons soumis à des

cycles de gel-dégel, d'après Marchand et coll., 1996 [MAR, 1996] ............................. 21

Figure 2-10: Influence de l'indice de saturation (I) sur la déformation d'une roche poreuse

au cours de son refroidissement [TOU, 1982] .............................................................. 23

Figure 2-11: Schémas représentant les dégradations liées à la gélivité d'un granulat [CAR,

1992] ............................................................................................................................. 24

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Figure 2-12: Schémas représentants la distribution des contraintes internes découlant de

l’action de sel fondant [ROS, 1980] ............................................................................. 26

Figure 2-13: Principe [ADM, 2010] et appareil [SOL, 2010] de l’essai Los Angeles ......... 28

Figure 2-14: Principe [ADM, 2010] et appareil [SOL, 2010] de l’essai Micro-Deval ......... 28

Figure 3-1: Types de granulats composant le lot de granulats légers utilisés ....................... 35

Figure 3-2: Boule de clinker et particules de granulats légers obtenues au terme du

processus de fabrication ................................................................................................ 36

Figure 3-3 : Évolution de l'absorption des granulats légers initialement secs immergés dans

l'eau (en pourcentage de masse).................................................................................... 37

Figure 3-4: Chronologie des phases expérimentales ............................................................ 38

Figure 3-5: Granulométrie du ciment ternaire utilisé dans les phases expérimentales en

laboratoire ..................................................................................................................... 45

Figure 3-6:Distribution granulométrique des lots de sable ................................................... 46

Figure 3-7: Distribution granulométrique des gros granulats utilisés dans les phases

expérimentales .............................................................................................................. 48

Figure 3-8: Dispositif d'égouttage des GL ............................................................................ 49

Figure 3-9- Configuration du dispositif de l’essai de retrait restreint annulaire selon la

norme AASHTO PP-34-99 (R0=139,7 mm; R1=152,4 mm ; R2=228,6 mm; H=152,4

mm) [MOD, 2010] ........................................................................................................ 53

Figure 3-10- Montage de l’essai de fluage en flexion et le dispositif de mesure [MOD,

2010] ............................................................................................................................. 54

Figure 3-11: Pont à Pont-Rouge sur lequel ont été fabriqués les bacs à fleurs en béton léger

...................................................................................................................................... 59

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Figure 3-12: Bacs à fleurs en béton léger fabriqués sur un pont à Pont-Rouge ................... 60

Figure 3-13: Silo utilisé pour l’égouttage des granulats légers ............................................ 61

Figure 3-14: Évolution de la teneur en eau des granulats légers situés à deux endroits dans

le silo pendant l’égouttage ............................................................................................ 62

Figure 3-15: Distribution granulométrique des gros granulats légers des deux différents lots

utilisés en chantier (phase 2) ......................................................................................... 65

Figure 3-16: Conditions de scellement des éprouvettes prismatiques partiellement scellées

pour les essais de retrait de séchage [MOD, 2010] ....................................................... 68

Figure 3-17 : Conditions de scellement des éprouvettes dans l’essai de retrait restreint

annulaire (séchage unidirectionnel) [MOD, 2010] ....................................................... 69

Figure 4-1: Résultats à 28 jours des essais de détermination de la résistance en

compression. La figure 4-1 a) illustre les résultats des éprouvettes ayant subi une cure

de 28 jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La figure 4-1 b) expose

les résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et 50 % HR) de 25 jours

qui faisait suite à 3 jours de cure humide. ..................................................................... 77

Figure 4-2: Résultats à 28 jours des essais de détermination de la résistance en traction

(essai de fendage brésilien). La figure 4-2 a) illustre les résultats des éprouvettes ayant

subi une cure de 28 jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La figure

4-2 b) expose les résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et 50 %

HR) de 25 jours qui faisait suit à 3 jours de cure humide. ............................................ 81

Figure 4-3: Résultats des mesures de modules élastiques à 28 jours pour l’ensemble des

mélanges fabriqués en laboratoire. La figure 4-3 a) illustre les résultats des éprouvettes

ayant subi une cure de 28 jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La

figure 4-3 b) expose les résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et

50 % HR de 25 jours qui faisait suit à 3 jours de cure humide. .................................... 83

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Figure 4-4: Représentation du maillage élémentaire du modèle d’Arnould et Virlogeux

[ARN, 1986] ................................................................................................................. 85

Figure 4-5: Évolution du module élastique des mortiers en fonction du rapport E/L .......... 90

Figure 4-6 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges de la

phase expérimentale P1 ................................................................................................ 98

Figure 4-7 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges de la

phase expérimentale P3 ................................................................................................ 99

Figure 4-8 : Évolution du retrait de séchage (a) et de la perte de masse (b) pour les

mélanges de la phase expérimentale P3, pour les prismes partiellement scellés ........ 100

Figure 4-9 : Évolution du retrait de séchage (a) et de la perte de masse (b) pour les

mélanges de la phase expérimentale P3, pour les prismes complètement scellés ...... 100

Figure 4-10 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges des

phases P4 et P5. .......................................................................................................... 101

Figure 4-11 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges

T13L sur l’ensemble des phases expérimentales ........................................................ 101

Figure 4-12 : Évolution du coefficient de fluage en flexion pour les poutrelles fabriquées

avec les mélanges des phases expérimentales P3, P4 et P5 ........................................ 103

Figure 4-13- Configuration du dispositif de l’essai de retrait restreint annulaire selon la

norme AASHTO PP-34-99 (R0=139,7 mm; R1=152,4 mm ; R2=228,6 mm; H=152,4

mm) [MOD, 2010] ...................................................................................................... 105

Figure 4-14: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges de la phase P1 ................... 107

Figure 4-15: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges type 13 de la phase P3 ....... 108

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Figure 4-16: Comparaison de l’impact d’un scellement partiel sur l’évolution des

contraintes générées dans les anneaux des mélanges T13T et T13L de la phase P3 .. 108

Figure 4-17: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges des phases P4 et P5 ........... 109

Figure 4-18 : Évolution de l’IC’ pour les mélanges T13T et T13L de la phase P3 ............ 112

Figure 5-1 : Paroi d’un des bacs à fleurs le 8 novembre, six mois après la coulée ............ 123

Figure 5-2 : Même paroi le 14 juin, environ un an après la coulée .................................... 123

Figure 5-3 : Procédure de CEMHYD3D sous forme d’organigramme .............................. 171

Figure 5-4 : Vue en coupe de 100x100 µm2 du cube à la fin du premier processus .......... 172

Figure 5-5 : Section de 250µm x 250µm du ciment OTC après observation au microscope

électronique à balayage, analyse à la sonde EDS et retraitement informatique. Les

couleurs de la plus claire à la plus sombre représentent respectivement :

, , et la porosité. ................................................................................... 173

Figure 5-6 : Modèle des réactions chimiques prises en compte par CEMHYD3D, les

chiffres indiquent le volume stœchiométrique de chaque élément dans l’équation

considérée ................................................................................................................... 174

Figure 5-7 : Principes de formation des hydrates et phénomènes physiques associés ....... 175

Figure 5-8 : Prismes de la phase P4 ayant échoué au test de gel-dégel .............................. 178

Figure 5-9 : Prisme du mélange de la phase P4 présentant un granulat éclaté en surface .. 179

Figure 5-10 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T5L ........................... 179

Figure 5-11 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T5L ........................... 179

Figure 5-12 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T13T ......................... 180

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xviii

Figure 5-13 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T13L ......................... 180

Figure 5-14 : Plaques d’écaillage élaborées avec le mélange P4 et ayant suivi la cure de la

norme ASTM C672. En a) figure la plaque avant le début de l’essai, en b), après 50

cycles .......................................................................................................................... 181

Figure 5-15 : Plaques d’écaillage élaborées avec le mélange P5 et ayant suivi la cure de la

norme ASTM C672. En a), figure la plaque avant le début de l’essai, en b) après 50

cycles .......................................................................................................................... 182

Figure 5-16 : Résultats des essais réalisés sur des échantillons prélevés lors de la première

coulée des bacs à fleurs du chantier à Pont-Rouge ..................................................... 184

Figure 5-17 : Résultats des essais réalisés sur des échantillons prélevés lors de la deuxième

coulée des bacs à fleurs du chantier à Pont-Rouge ..................................................... 185

Figure 5-18 : Résulats des essais de mesure de teneur en air pour la phase P5 .................. 186

Figure 5-19 : Résultats des essais de mesure de teneur en air pour la phase P4 ................. 187

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1

Chapitre 1. Introduction

1.1 Contexte général

« L’utilisation de matériaux légers en construction n’est pas nouvelle comme en

témoigne celle de la basilique (devenue mosquée) de Sainte-Sophie, à Constantinople,

fabriquée en diatomite. Des granulats légers artificiels ont été fabriqués dès le début du

vingtième siècle aux États-Unis. Aujourd’hui, il en existe de plusieurs natures : argile et

schiste expansés (au four rotatif en général), cendres volantes frittées, laitier bouleté, verre

expansé, etc.[ARN, 1986]. Un béton est généralement qualifié de léger quand sa masse

volumique est inférieure à 2000 kg/m3. Pour descendre sous cette limite, une méthode

consiste à remplacer une certaine quantité de granulats d’un béton, petits ou gros, par des

granulats légers. Le remplacement peut concerner la totalité ou une partie seulement des

granulats. L’avantage d’un béton léger réside de fait par la propriété inhérente à ce matériau

qui est de réduire la masse de la construction. En effet, il est possible de réduire jusqu’à 30

% la masse d’un élément fabriqué en béton léger en comparaison avec ce même élément

fabriqué avec un béton usuel. « Cette diminution de la masse (…) peut facilement mener à

des économies substantielles au niveau des coûts des barres d’armature, des câbles de

précontrainte et des fondations. Pour les ouvrages composés d’éléments préfabriqués, des

économies importantes peuvent être générées en raison d’une réduction des coûts de

manutention et de transport de ces composantes »[MAI, 2007]. Outre la réalisation de

nouvelles structures en génie civil, le béton léger trouve également une application dans le

domaine de la réparation. Or, ce domaine concernait par exemple environ 11.5 % des ponts

aux États-Unis en 2011 qui étaient classés comme « déficients » selon la « Federal

Highway Administration ». Un des usages les plus répandus réside dans le remplacement

de tabliers de pont, pour lequel deux propriétés significatives du béton léger structural sont

mises en valeur : une faible charge morte et une bonne durabilité. En effet, il peut être très

avantageux de remplacer un tablier de pont, tout en conservant les éléments de la structure

portante déjà en place. Enfin, les granulats légers sont également utilisés pour la cure

interne des bétons (voir page 6).

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2

1.2 Contexte de l’étude

Au Québec, le gouvernement a mis en œuvre un plan quinquennal sur la période 2007

à 2012, qui alloue plus de 20 % de son budget total soit 6,3 milliards de dollars pour

l’amélioration et le remplacement des infrastructures [SEC, 2007]. Il existe donc bien un

marché au Québec pour le béton léger. Or, « bien que la norme CAN/CSA S6-F06 Code

canadien sur le calcul des ponts routiers prévoit des prescriptions pour le calcul des ponts

incorporant un béton léger ou semi-léger et que des exigences techniques pour la

conception d’ouvrages utilisant de tels matériaux existent déjà depuis plusieurs années dans

les normes de conception canadiennes telles que la norme CSA A23.3 Design of Concrete

Structures, les bétons légers ou semi-légers semblent avoir très rarement été utilisés au

Québec pour la construction de nouveaux ponts ou la réfection de tablier de ponts. »[MAI,

2007] Cette quasi-absence du béton léger au Québec provient de plusieurs facteurs. D'une

part, l’industrie locale de la construction manque de connaissances et de familiarité avec ce

matériau. D’autre part, le Québec étant une région froide, les matériaux doivent être

suffisamment résistants aux cycles de gel-dégel et d’écaillage. Or, l’utilisation de béton

léger nécessite des précautions supplémentaires, liées en particulier à la teneur en eau des

granulats légers. En effet, celle-ci peut atteindre 30 % de la masse sèche des granulats.

L’étude ayant fait l’objet du présent projet de maîtrise s’inscrit dans la volonté du

Ministère du Transport du Québec de mieux comprendre les paramètres régissant le

comportement des bétons légers, afin de pouvoir envisager sereinement leur exploitation

dans les projets futurs. Ainsi, un mélange de béton léger de haute performance a été étudié

de façon plus spécifique à travers plusieurs phases expérimentales. Une des variables

principales est la teneur en eau des granulats légers et son impact sur les propriétés du

mélange. De plus, les propriétés mécaniques, le risque de fissuration au jeune âge, et les

résistances au gel-dégel et à l’écaillage sont également caractérisés.

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3

1.3 Objectifs

Le présent projet de maîtrise a donc pour élément moteur la volonté de développer

des éléments de connaissance nécessaires à l’utilisation des bétons légers au Québec, autant

dans des travaux de réfection que sur de nouvelles structures. Il s’articule autour des trois

objectifs principaux suivants :

examiner l’impact de l’utilisation de granulats légers sur la résistance à

l’écaillage et aux cycles rapides de gel/dégel ;

estimer la cure interne générée par les granulats légers et dans quelle mesure

elle peut diminuer le risque de fissuration ;

évaluer dans quelle mesure la teneur en eau des granulats légers influence la

maniabilité ainsi que les propriétés mécaniques et de durabilité.

L’atteinte de ces objectifs est également régie par la satisfaction de trois objectifs

secondaires qui sont définis comme suit:

Mettre au point une formulation de béton avec une masse volumique faible,

i.e. inférieure à 2000 kg/m3, valeur en deçà de laquelle le béton est généralement qualifié de

béton léger ;

diminuer le risque de fissuration ;

satisfaire à des exigences spécifiques de résistance à la compression et de

durabilité.

Le présent mémoire s’articule autour de trois chapitres principaux, qui présentent

respectivement un état des connaissances sur les bétons fabriqués avec des granulats légers,

la méthodologie mise en œuvre pour atteindre les objectifs de la présente étude et, enfin, les

principaux résultats qui ressortent des différentes phases expérimentales.

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4

Chapitre 2. État des connaissances

2.1 Granulats légers de structure

2.1.1 Procédé de fabrication et composition chimique

Les granulats légers recouvrent une grande variété de produits qui s’étendent des

matériaux naturels jusqu’aux produits synthétiques, en passant par des sous-produits de

l’industrie et des déchets. Une description détaillée de ces matériaux est présentée par

Arnould et Virlogeux [ARN, 1986].

Dans le cadre de cette revue, seuls les mécanismes de fabrication des granulats légers

à base d’argile, de schiste et d’ardoise seront décrits, car les granulats légers étudiés sont

des granulats de schiste expansé. La porosité importante des granulats légers issus de ces

trois matériaux a pour origine l’expansion imposée à la matière première. Cette expansion

est obtenue par cuisson à haute température (1000°C à 1400°C) dans des fours rotatifs ou

des grilles de cuisson après un préformage des grains. L’expansion repose sur des

dégagements gazeux à la température de grésage qui déforment le matériau. La structure

poreuse est ensuite conservée par un refroidissement rapide [ARN, 1986].

Les granulats légers fabriqués à partir d’argile et de schiste expansés ont trois

composés majoritaires : la silice (SiO2), l’alumine (Al2O3) et l’hématite (Fe2O3). Un

exemple des proportions généralement rencontrées pour des granulats en argile expansé est

présenté dans le tableau 2-1. Il est à noter que les proportions pour le schiste expansé sont

généralement semblables à celles de l’argile. [ARN, 1986]

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Tableau 2-1 : Composition chimique typique des argiles expansibles [ARN, 1986]

Les granulats légers peuvent être utilisés dans le béton comme granulats fins ou

comme gros granulats. Généralement, les granulats fins légers sont utilisés pour la mise en

œuvre de la cure interne, alors que les gros granulats légers sont employés pour des bétons

légers de structure, là où la réduction de masse est la plus bénéfique.

2.1.2 Porosité et absorption d’eau

La méthode de fabrication des granulats a une influence notable sur leurs propriétés

et sur celles des bétons élaborés avec ces derniers. La texture de la surface, la forme des

particules et la porosité varient notamment entre les différents types de granulats légers, en

fonction de la matière première, du procédé de fabrication et de la taille des particules du

matériau final. Cependant, de toutes les caractéristiques susceptibles de fluctuer, la porosité

est le paramètre le plus significatif. En effet, elle a une incidence sur toutes les autres

propriétés et peut varier entre 20 et 75 % du volume du granulat [SWA, 1981].

L’absorption d’eau des granulats légers est généralement décrite comme une

succession de deux phases :

une phase d’absorption rapide (de quelques secondes jusqu’à quelques

heures) qui intervient dès que les granulats secs sont immergés ;

une période d’absorption plus lente jusqu’à l’atteinte d’une valeur stable

(cette phase peut durer jusqu’à deux ans).

Composés chimiquesValeurs extrêmes

(%)

SiO2 50 à 70

Al2O3 16 à 20

Fe2O3 5 à 9

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D’un point de vue microscopique, ces deux phases s’expliquent par les

caractéristiques des pores, i.e. la structure et la distribution porosimétrique [SWA, 1981].

Selon le type de granulats, les pores ont un diamètre qui peut varier de 1 µm jusqu’à 300

µm ([SWA, 1981],[HOL, 2004]). Généralement, les pores proches de la surface sont

facilement perméables et hautement interconnectés. Les pores intérieurs se remplissent

beaucoup plus lentement, une grande partie d’entre eux n’étant pas interconnectés.

Des granulats ordinaires, de calcaire par exemple, absorbent généralement moins de

2 % d’eau par masse de granulats secs (essais d’absorption à 24 heures selon les normes

ASTM C127 et ASTM C128). Pour des granulats légers de structure, l’absorption à 24 h

peut atteindre 25 %. Dans le cas des granulats légers, l’eau est absorbée au cœur des

particules, alors que pour des granulats ordinaires, l’eau se situe essentiellement en surface

[HOL, 2004]. Cette différence joue un rôle primordial dans la formulation des mélanges.

En effet, le taux d’absorption est unique pour chaque granulat léger, puisqu’il dépend des

caractéristiques des pores qui sont propres à chaque type de granulat léger. Les figures 2-1

et 2-2 illustrent la différence qui peut exister entre deux granulats légers, respectivement de

schiste expansé et d’argile expansée.

Figure 2-1: Évolution de l'absorption de gros granulats légers produits par ESCS (Expanded

Shales Clays and Slates) pendant une immersion de deux ans [HOL, 2004]

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7

Figure 2-2: Absorption d'eau en fonction du temps des granulats d'argile expansée bouletée

(Arg.) et de cendres volantes frittées (CV); granulats 4/8 mm, densité apparente ρg [ZHA,

1991]

Finalement, la densité des granulats à l’état saturé surface sèche est difficile à

exprimer, car la présence de gros pores en surface ne permet pas d’établir à quel moment

cet état est atteint.

2.2 Formulation des bétons légers

2.2.1 Principe de base

Les constituants d’un béton léger sont les mêmes que ceux d’un béton traditionnel à

l’exception des granulats légers. Cependant, dans le cas des bétons légers, l’absorption des

granulats légers doit faire l’objet d’une attention particulière. À l’étape du malaxage,

lorsqu’une certaine quantité d’eau est ajoutée, la quantité disponible pour humidifier le

ciment et permettre sa réaction dépend de la quantité d’eau absorbée par les granulats

légers. Cette quantité d’eau peut être très importante, comme on l’a vu au paragraphe

précédent. Cette particularité confère à chaque béton léger un caractère unique.

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8

Dès lors, il n’existe pas de règle absolue dans la formulation d’un béton léger. Dans

certains cas, les granulats légers sont utilisés secs, dans d’autres, complètement saturés,

selon les objectifs visés. G. Coquillat a notamment mené des travaux sur l’effet de ce

paramètre avec des résultats assez étonnants. Par exemple, l’utilisation de granulats secs

améliorait la résistance en compression pour un type de granulats légers. Cependant, la

maniabilité diminuait. [COQ, 1976]

En pratique, les auteurs semblent s’accorder sur le point suivant : dans le cas où les

granulats légers sont humidifiés avant d’être utilisés pour la fabrication de béton, des

distinctions doivent être effectuées dans la description des quantités d’eau en jeu. En effet,

deux quantités d’eau sont à prendre en compte : d’une part, l’eau absorbée ou eau interne

qui n’est pas considérée dans l’eau de gâchage, d’autre part l’eau adsorbée à la surface des

granulats légers ou eau superficielle qui elle fait partie de l’eau de gâchage. [COQ, 1976;

HOL, 2004].

2.2.2 Approche de Holm

L’approche proposée par Holm [HOL, 2004] constitue la base de l’étude présentée

dans ce mémoire. Concrètement, elle vise à estimer la quantité d’eau en provenance de

granulats légers humidifiés ou saturés qui va intervenir dans l’eau de gâchage d’un béton

léger. L’hypothèse formulée par Holm est la suivante : seule l’eau adsorbée à la surface des

granulats légers se retrouve dans l’eau de gâchage et influe sur le rapport E/L1. Dès lors, un

protocole a été mis en place pour estimer cette quantité d’eau. Il s’articule autour de deux

mesures de teneur en eau des granulats légers afin d’arriver à l’estimation finale suivante :

1 Dans l’ensemble du document, la notation E/L (eau/Liant) sera adoptée, car elle est plus générale que

la notation E/C (eau/ciment) et le ciment utilisé dans le cadre de ce projet est un ciment ternaire, mélange de

ciment Portland, de laitier et de fumée de Silice.

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9

(éq. 2.1.)

où :

MAD = Eau libre comptée dans le rapport E/L (% masse) ;

MT = Teneur en eau effective des granulats au moment de la fabrication du

béton léger (% masse), selon la norme ASTM C566-97 ;

MAB = Teneur en eau des granulats légers selon la norme ASTM C566-97,

après que la surface ait été séchée avec une serviette.

Cette hypothèse va être éprouvée dans le cadre du présent projet. L’objectif est, d’une

part, de vérifier si elle est pertinente avec différents granulats légers et, d’autre part,

d’obtenir un rapport E/L effectif le plus proche possible de celui souhaité. Les notations ci-

dessus seront également conservées pour les teneurs en eau et valeurs d’absorption en jeu.

2.3 Propriétés mécaniques

2.3.1 Notions générales (bétons ordinaires)

Le comportement du béton ne dépend pas uniquement de la réponse individuelle de

ses composants, mais également de leurs interactions. Par exemple, en compression, les

granulats ont un comportement élastique fragile, alors que le béton montre lui un

comportement pseudoductile, comme l’illustre la figure 2-3.

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Figure 2-3: Courbes contrainte/déformation du béton et de ces constituants

[ASS, 2004]

Essai de résistance en compression

L’essai de résistance à la compression est un essai assez complexe, mais dont le

mécanisme a été analysé avec précision. Lors de l’application de la charge, les contraintes

engendrées amènent à la formation de fissures, qui vont ensuite s’étendre à mesure que la

charge augmente. La fissuration va d’abord se produire aux interfaces pâtes/granulats, puis

dans le mortier. [ARN, 1986]

De nombreux facteurs peuvent influencer la résistance mécanique d’un béton :

rapport E/L, cure, température, nature du liant hydraulique, granulats, adjuvants, conditions

d’essai, etc. Par exemple, la figure 2-4 présente l’observation classique suivante : une

augmentation du rapport E/L entraine une diminution de la résistance en compression. Le

rapport E/L détermine en effet la porosité du ciment durci à chaque degré d’hydratation

[NEV, 1998].

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Figure 2-4: Résistance à 28 jours d'une gamme de rapports eau/ciment de bétons de ciment

portland, d'après 100 mélanges différents de béton effectués entre 1985 et 1999 [ASS,

2004]

Influence du mûrissement

Pour obtenir un béton de qualité, la mise en œuvre optimale doit être assortie d’un

mûrissement dans un environnement adéquat durant les premiers stades du durcissement.

On appelle mûrissement l’ensemble des procédures utilisées pour favoriser l’hydratation du

ciment qui consiste en un contrôle des conditions de température et d’humidité du béton.

Plus spécifiquement, un des objectifs du mûrissement est de maintenir le béton saturé, ou

aussi saturé que possible, jusqu’à ce que les pores remplis d’eau à l’origine dans la pâte

fraiche de ciment soient remplis jusqu’au point désiré par les produits d’hydratation. [NEV,

1998] La figure 2-5 illustre les variations de résistance en compression suivant le

mûrissement apporté. On constate bien que la résistance en compression maximale atteinte

est d’autant plus élevée que la cure humide est prolongée.

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Figure 2-5: Influence du mûrissement à l’eau sur la résistance à la compression de bétons

ayant un rapport eau/ciment de 0,50 [NEV, 1998]

2.3.2 Cas des bétons légers

2.3.2.1 Résistance en compression

Avec des granulats légers et une formulation de béton appropriée, il est possible

d’obtenir des résistances à la compression comparables à celles obtenues avec du béton

traditionnel. L’évolution des connaissances et des technologies du béton ont permis au fil

des ans d’améliorer les propriétés des bétons, dont celles des bétons légers. Par exemple,

l’utilisation d’ajouts minéraux (fumée de silice, cendres volantes, laitiers) et d’adjuvants

(agents entraineurs d’air, AEA, superplastifiants, SP, agents réducteurs d’eau, WR et

accélérateurs de prise) ont donné la possibilité notamment de diminuer le rapport E/L tout

en conservant une bonne maniabilité. Des résistances en compression de 100 MPa ont

même été obtenues et sont présentées (voir figure 2-6).

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13

Figure 2-6: Relation entre la résistance en compression à 28j et la densité du béton frais

d’un mélange avec des granulats légers [ZHA 2, 1991]

Dans le cas du béton léger, les granulats (légers) sont, contrairement au béton

traditionnel, en général moins résistants que le mortier. Ils constituent le point faible du

béton. Par contre, grâce à leur surface poreuse et aux liaisons qui en résultent, il y a une très

bonne adhérence entre le mortier et les grains. La rupture se produit donc par cassure des

granulats légers, dans des plans qui coupent un grand nombre de granulats. [ARN, 1986]

Cependant, il est judicieux de mentionner que des granulats légers ayant une même

résistance à l’écrasement ne donnent pas nécessairement des bétons d’une même résistance

à la compression, même si le rapport E/L est identique. En effet, d’autres paramètres

doivent être pris en compte :

Les caractéristiques physiques et chimiques des granulats viennent modifier

la zone d’interface entre la pâte et les gros granulats (ITZ en anglais, pour Interfacial

Transition Zone). De plus, dans le cas des granulats légers, cette zone peut également

s’étendre plus ou moins profondément dans les granulats légers eux-mêmes, selon la

quantité de pâte absorbée dans les pores de surface. Une plus grande tendance à absorber

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entraine la densification de l’ITZ au voisinage des granulats légers. Cette densification de

l’ITZ engendre des bétons plus résistants. Par exemple, des granulats légers d’une capacité

d’absorption 200 % plus grande (absorption au bout de 6 h d’immersion des granulats secs)

donnent des résistances en compression jusqu’à 25 % plus élevées. [WAS, 1996]

D’un point de vue chimique, deux phénomènes sont susceptibles d’être

impliqués : d’une part, une réaction pouzzolanique entre le granulat (si le granulat a une

réactivité pouzzolanique élevée) et la solution alcaline susceptible d’y pénétrer, et, d’autre

part, un processus d’imprégnation au cours duquel des CH (Portlandite) se déposent dans le

granulat. Ils pourraient semble-t-il conduire chacun à une augmentation de la résistance de

l’ordre de 20 % entre 28 jours et 90 jours. [WAS, 1996]

2.3.2.2 Résistance à la traction

De même que pour les bétons ordinaires, les bétons légers présentent une résistance à

la traction assez faible. Ceci est d’autant plus vrai pour les bétons légers, puisque la

propagation des fissures peut s’effectuer au travers des granulats. Des résistances à la

traction par fendage de 3,3 à 4,2 MPa pour des bétons d’une masse volumique de 1940

kg/m3 [WIL, 1988], ou de 3,5 à 5,6 MPa pour des bétons, dont la masse volumique variait

de 1620 à 1885 kg/m3 [ZHA 2, 1991], ont par exemple été rapportées.

2.3.2.3 Module élastique

Pour un rapport E/L équivalent, le module élastique d’un béton léger est inférieur à

celui d’un béton normal. La cause principale réside dans le module élastique des granulats

légers (10 à 20 GPa) qui est très inférieur à celui des granulats de masse volumique usuelle

(granite, 10 à 70 GPa, calcaire, 10 à 55 GPa). La figure 2-7 présente quelques résultats de

précédentes études sur des bétons légers. On constate notamment que le module élastique

semble proportionnel à la masse volumique.

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15

Figure 2-7: Résultats de modules élastiques de bétons légers à 28 j d’après plusieurs auteurs

[SHI, 2003]

2.4 Cure interne

2.4.1 Principe

Les mécanismes de la cure interne qui sont détaillés ci-après sont basés sur un article

de Henkensiefken [HEN 1, 2009]. Pour comprendre le fonctionnement de la cure interne, il

convient de revenir sur le mécanisme du retrait chimique. Le retrait chimique a lieu quand

des produits d’une réaction occupent un volume plus petit que les réactifs [LEC, 1900;

LHE, 1960]. Le retrait chimique décrit la réduction du volume qui intervient pendant

l’hydratation à cause de la réaction chimique. Avant la prise, ce retrait n’est pas un

problème puisque le béton est toujours fluide et s’affaisse sur lui-même. Cependant, après

la prise, la nature rigide du béton ne permet plus le réarrangement des particules, ce qui a

pour conséquence la création de vides gazeux [COU, 2006]. Sans apport d’eau externe

(externe à la pâte de ciment), le retrait chimique résulte en une diminution de l’humidité

relative dans le réseau poreux et se traduit globalement par une autodessiccation de la pâte.

[WIL, 1988]

[ZHA 2, 1991]

[DEL, 1995]

[REG, 1990]

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16

Comme lors du départ de l’eau vers le milieu ambiant, un processus de réorganisation de

l’eau se produit alors, engendrant une contraction que l’on désigne cette fois par le terme

« retrait endogène » et qui peut provoquer la fissuration de la pâte.

La cure interne consiste en un apport d’eau des granulats légers qui vient remplir les

vides créés par le retrait chimique [BEN, 2006; LUR, 2007]. En laboratoire, il a été montré

que la cure interne est assez efficace pour atténuer l’autodessiccation et le retrait endogène

[JEN, 2001; LUR, 2006]. De plus récents travaux ont montré que la cure interne pouvait

également réduire la fissuration liée aux retraits chimiques [HEN, 2008] et plastiques [HEN

2, 2009], ainsi que l’absorption d’eau [HEN 3, 2009].

2.4.2 Méthode de dosage

Le principal défi inhérent à la cure interne réside dans la sélection de la quantité

adéquate de granulats légers humidifiés à inclure dans le mélange. Plusieurs méthodes

existent, du remplacement total des granulats ordinaires par des granulats légers d’une taille

correspondante, au calcul précis de la quantité de granulats légers nécessaire pour remplir

d’eau les espaces créés par le retrait de chimique. D’après de nombreux résultats en

laboratoire, la dernière méthode est la plus précise. En 1999, Bentz proposait une première

formule pour évaluer la quantité d’eau nécessaire pour remplir les vides créés par le retrait

chimique :

(éq. 2.2.)

où :

(kg/m3) est la masse de granulats légers (secs) qui doivent être

humidifiés ;

(kg/m3) est la teneur en ciment du mélange ;

(ml d’eau par g de ciment) est le retrait chimique du ciment ;

(0 à 1) est le degré d’hydratation attendu ;

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17

(0 à 1) est le degré de saturation des granulats légers attendu ;

(kg d’eau / kg de granulats légers secs) est la capacité d’absorption des

granulats légers.

Cependant, cette équation n’est encore qu’une approximation. En effet elle fournit

trop d’eau pour des rapports E/L élevés, puisque pour de tels rapports la totalité du volume

créé par le retrait chimique n’a pas besoin d’être remplie. En conséquence, les bénéfices de

la cure interne peuvent être annulés par un excès de granulats légers [JEN, 2001]. De plus,

il a été constaté que formule n’est plus assez précise dans le cas où des ajouts minéraux

sont utilisés [BEN 1, 2005]. Enfin, les conditions environnementales doivent également,

dans certains cas être prises en compte, puisque le retrait sera plus important si le séchage

survient alors que le béton est encore plastique [HEN 1, 2009].

2.4.3 Choix de la taille des granulats légers

Il est légitime de se poser la question suivante : vaut-il mieux remplacer les granulats

fins, les gros ou un mélange des deux pour obtenir une cure interne la plus efficace

possible ? Il s’avère que la réponse réside dans le remplacement des granulats fins, comme

l’ont montré plusieurs auteurs [BEN 1, 2005; HEN, 2008]. En effet, à partir d’un modèle

hard-core/soft-shell, le volume de pâte qui entoure un granulat léger jusqu’à une distance

maximale de 2 mm a été déterminé [BEN, 1999]. La distance de 2 mm est le résultat

d’études qui ont montré qu’elle constitue la distance approximative que peut parcourir l’eau

au jeune âge pour des faibles rapports e/c [HEN, 2008]. La figure 2-8 montre que

l’utilisation de gros granulats ne peut engendrer une protection de plus de 50 % de la pâte

par la cure interne, en admettant que l’eau puisse se déplacer de 2 mm [HEN 1, 2009].

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18

Figure 2-8: Volume de pâte bénéficiant de la cure interne d'un béton où 30 % des granulats

est remplacé par différents granulats légers de petits et gros calibres [HEN 1, 2009]

2.4.4 Zone de transition interfaciale (ITZ)

La structure poreuse des granulats légers semble améliorer l’ITZ en créant des sites

dans lesquels la pâte de ciment peut se loger, constituant ainsi une zone dense et uniforme.

L’effet de paroi qui est généralement décrit pour les bétons ordinaires ne semble pas se

produire dans le cas des bétons légers. Ainsi, la largeur de l’ITZ est réduite (inférieure à 10

µm) par rapport à celle observée dans les bétons ordinaires [LO, 2004]. De plus, il semble

que l’humidification des granulats ne semble pas modifier significativement la

microstructure de l’ITZ [ELS, 2005].

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19

2.5 Durabilité

2.5.1 Introduction

Suivant la localisation géographique, la période hivernale peut engendrer des

désordres plus ou moins intenses sur les ouvrages en béton. Les agents responsables se

classent dans deux catégories : les cycles de gel-dégel et l’application de sels fondants.

Le nombre de cycles de gel-dégel a une grande variabilité géographique.

Annuellement de 0 à Biarritz, il s’élève jusqu’à 126 au nord du Japon alors que l’Ontario en

subit une soixantaine par an. Comme le rappelle Whiting [WHI, 1987], « les bétons

suffisamment âgés, lorsqu’ils sont secs, résistent naturellement aux cycles de gel-dégel sans

précautions particulières. Les risques de dégradation par le gel n’existent que lorsque le

béton est au contact de l’eau, dans un état saturé ou voisin de la saturation ». Les cycles de

gel-dégel ont une action qui s’étend à la masse de l’ouvrage. Ils provoquent une légère

expansion de l’ensemble qui peut engendrer la fissuration du matériau.[CAR, 1992]

L’application de sels fondants, combinée à l’action des cycles de gel-dégel, conduit

assez fréquemment à des désordres qualifiés d’écaillage : des éclats de béton se détachent à

partir de la surface, tels des écailles. Il s’agit donc d’effets superficiels.

Les auteurs s’accordent à reconnaître que, de nos jours, l’écaillage en présence de sels

fondants cause les désordres les plus fréquents et les plus importants [CAR, 1992].

Cependant, la complexité des mécanismes impliqués, résultant de la combinaison

simultanée de causes physiques et chimiques, a pour conséquence un état des connaissances

moins avancé en la matière.

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20

2.5.2 Dégradation par les cycles de gel-dégel

2.5.2.1 Gélivité de la pâte

C’est parce qu’elle occupe des espaces aux dimensions très variées que l’eau d’une

pâte se présente sous des formes variables, depuis l’eau libre des pores capillaires jusqu’à

une eau très énergiquement adsorbée sur les parois des pores des hydrates (C-S-H) et ne

mesurant que quelques nanomètres. Cette dernière forme d’eau, fortement structurée, ne

peut cristalliser sous forme de glace que si la température ne s’abaisse en-dessous de

-78°C : en pratique cette situation n’est jamais rencontrée ; cette eau est donc considérée

comme non gelable. Dans un pore de pâte de ciment, l’eau gèle donc à une température qui

dépend notamment de la dimension du pore [CAR, 1992].

2.5.2.1.1 Théorie des pressions osmotiques (Powers et Helmuth, [POW, 1949]) :

Ainsi, l’eau gèle en premier dans les gros capillaires. Or, cette eau est en réalité une

solution comportant différents ions. Dès lors, au cours du gel, il se produit une séparation

en glace et en solution encore liquide, plus concentrée. L’eau des pores voisins, lorsqu’ils

sont plus petits (par exemple les pores de C-S-H), n’a pas encore gelé : sa concentration

ionique, ayant gardé son niveau initial, est largement inférieure à celle du gros pore. Ceci

va créer un afflux d’eau des petits pores vers les plus gros suivant les lois de l’osmose. Ces

transferts, s’effectuant par des cheminements déjà saturés, vont créer des pressions

qualifiées d’osmotiques. Si ces pressions viennent à surpasser la résistance à la traction de

la pâte, elles fissurent cette dernière. Selon les auteurs, le rôle des bulles est d’entrer en

compétition avec les pores où la glace s’est formée, car il apparait aussi un peu de glace à la

paroi des bulles. Si les bulles sont bien rapprochées, elles offrent une bonne protection

contre le gel, car elles peuvent accueillir l’eau qui arrive sans qu’il ne se crée de contraintes

trop importantes.

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21

2.5.2.1.2 Analyse thermodynamique (Litvan [LIT, 1980]):

On peut schématiquement retenir que la formation de glace, sans qu’il ne se forme

nécessairement de glace dans les capillaires, crée un déséquilibre thermodynamique

(gradients de pression, température, etc.) qui pousse l’eau des capillaires vers les interfaces

pâte-air (bulles d’air). Ce mouvement engendre des tensions qui sont d’autant plus fortes

que le trajet à parcourir est long et que la vitesse de refroidissement est élevée.

2.5.2.1.3 Air entrainé

Il semble bien établi que pour les bétons courants d’ouvrages ordinaires, une

condition nécessaire de durabilité en conditions d’exposition au gel avec possibilité de

présence de sels en solution est qu’ils renferment de l’air entrainé. Les courbes de la figure

2-9 illustrent bien ce constat.

Figure 2-9: Influence du réseau de bulles d’air sur la durabilité des bétons soumis à des

cycles de gel-dégel, d'après Marchand et coll., 1996 [MAR, 1996]

Le facteur de durabilité est ici le rapport entre les modules d’élasticité dynamique

résiduel (à 300 cycles) et initial.

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2.5.2.1.3.1 Paramètres caractérisant un réseau d’air entrainé [CAR, 1992]

Pour assurer la résistance du béton au gel, il ne suffit pas que le béton contienne de

l’air entrainé, il faut également que le réseau de bulles d’air soit bien réparti. Un tel réseau

est défini par trois paramètres :

La surface volumique, α, exprimée en mm-1

, qui indique la surface

spécifique des bulles d’air.

Le volume d’air, V, généralement exprimé en pourcentage du volume du

béton.

Le facteur d’espacement des bulles d’air , qui correspond

approximativement à la demi-distance séparant les parois de deux bulles voisines du réseau

supposé régulier.

Le volume d’air entrainé est un moyen simple de contrôle du béton frais. Le dosage

généralement visé varie typiquement entre 5 et 8 %. Cependant, il définit une condition

nécessaire, mais pas toujours suffisante pour une bonne durabilité, suivant la répartition

spatiale du réseau de bulles d’air.

Contrairement à certaines idées reçues, le paramètre essentiel garantissant l’efficacité

de la protection contre la fissuration interne par un réseau de bulles d’air entrainé n’est en

effet pas le volume d’air entrainé, mais bien le facteur d’espacement , qui doit être

inférieur à une valeur critique dépendant du béton et de l’environnement.

2.5.2.1.3.2 Processus de production d’un réseau de bulles d’air entrainé [CAR, 1992]

C’est le processus de malaxage qui entraine les bulles d’air dans le béton.

L’utilisation d’un adjuvant « entraineur d’air » (AEA) a pour résultat pratique la création de

bulles d’air plus petites et plus stables. En effet, il abaisse la tension superficielle aux

interfaces air/eau. Dès lors, pour une énergie de malaxage donnée, il permet de créer des

interfaces plus étendues, soit des bulles de plus petites dimensions. La stabilité vient du

chargement électrique des molécules de l’AEA.

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23

2.5.2.2 Gélivité des granulats

2.5.2.2.1 Paramètres intrinsèques

La porosité et la perméabilité sont les caractéristiques essentielles qui créent le

caractère gélif d’une roche. Cependant, pour l’étude d’un béton, il convient de prendre en

considération un paramètre supplémentaire : la dimension du granulat. En effet, si un

granulat, poreux même légèrement, gèle dans un béton alors qu’il est saturé, il apparait des

pressions hydrauliques qui peuvent le fissurer. À une vitesse de refroidissement donnée,

pour une perméabilité du granulat donnée, il correspond un trajet maximal que l’eau peut

parcourir sans que les pressions hydrauliques engendrées n’excèdent la résistance à la

traction du granulat : cela définit la dimension critique du granulat. Le diamètre critique est

directement déterminé par la perméabilité et le degré de saturation de la roche.

Il est important de noter que l’indice de saturation du granulat peut influer sur le

caractère gélif d’une roche, comme le montre la figure 2-10 :

Figure 2-10: Influence de l'indice de saturation (I) sur la déformation d'une roche poreuse

au cours de son refroidissement [TOU, 1982]

On constate qu’une même roche peut être plus ou moins gélive selon son état de

saturation.

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24

Le gel des granulats dans un béton se manifeste plus fréquemment à la surface du

béton: il se traduit par des éclatements locaux et par la formation de petits cratères

(«popouts» en anglais), tels qu’illustrés sur le schéma de la figure 2-11. La présence de

granulats gélifs peut aussi occasionner de la fissuration dans la masse des bétons.

Figure 2-11: Schémas représentant les dégradations liées à la gélivité d'un granulat [CAR,

1992]

2.5.2.2.2 Influence du volume poreux

Le volume poreux conditionne la quantité maximale d’eau que peut emmagasiner un

granulat et la vitesse à laquelle il peut l’absorber ou la restituer dépend essentiellement de

la dimension des pores (lois de la capillarité et de la perméabilité). Pour comprendre la

gélivité du béton, on ne saurait supposer qu’il y a simplement additivité des gélivités

propres à la pâte de ciment d’une part et aux granulats d’autre part. En effet les interactions

entre ces deux phases peuvent être élevées. Par exemple, un granulat à fortes perméabilité

et porosité est susceptible d’expulser facilement de l’eau absorbée. En conséquence, la pâte

sera alors envahie d’un grand volume d’eau. Or, cette quantité d’eau ne peut se déplacer

que de faibles distances dans la pâte avant de générer des tensions néfastes. [CAR, 1992]

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25

2.5.3 Dégradation par écaillage en présence de sels fondants.

L’analyse des facteurs responsables de l’accroissement des dégradations en présence

de sels fondants peut être effectuée selon une démarche inspirée par Rosli et Harnilk [ROS,

1980], qui repose sur deux aspects majeurs:

les sels fondants sont au contact immédiat des couches externes du béton qui

ont une structure différente de celle du cœur du béton ;

le contact des sels fondants modifie préférentiellement les propriétés de cette

peau de béton.

2.5.3.1 Différences structurales entre peau et cœur du béton

Cette peau, d’une épaisseur de 2 à 3 cm, est engendrée par plusieurs causes liées à la

mise en place et à la cure du béton : effet de coffrage, ségrégation, ressuage, évaporation et

fissuration. Il en résulte l’apparition de gradients dans les principales propriétés du béton

lorsque l’on se déplace de la surface au cœur. Notamment, la peau ainsi constituée est plus

poreuse, et donc plus facilement accessible à l’eau. Les cycles de mouillage/séchage ne font

ensuite qu’exacerber cette caractéristique.

2.5.3.2 Composantes de l’action des sels fondants

2.5.3.2.1 Choc thermique

L’application du sel sur une surface déjà glacée provoque une fusion brutale de la

glace. C’est une réaction endothermique qui va puiser sa chaleur dans le matériau en

contact, soit la peau du béton. Dès lors, celle-ci va se refroidir brutalement, donnant lieu à

un gradient thermique dans le béton et à l’apparition de contraintes internes telles

qu’illustrées dans les schémas de la figure 2-12.

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26

Figure 2-12: Schémas représentants la distribution des contraintes internes découlant de

l’action de sel fondant [ROS, 1980]

Des contraintes de traction atteignant 1,4 MPa peuvent se développer en surface et

sont susceptibles de créer des fissures.

2.5.3.2.2 Action des sels fondants par eux-mêmes

De nombreuses études ont été faites sur ce sujet, notamment par Verbeck et Klieger

[VER, 1957], dont voici les principales conclusions :

tous les produits, minéraux ou organiques, employés comme fondants

produisent un écaillage ; ainsi, on peut conclure qu’il s’agit d’une action physique et non

chimique ;

les désordres ne sont pas proportionnels aux concentrations salines, mais

suivent une courbe en cloche ; les concentrations les plus délétères varient entre 2 et 4 % ;

l’introduction d’air entrainé réduit le taux d’écaillage, mais ne l’annule pas

systématiquement.

2.5.3.2.3 Degré de saturation [CAR, 1992]

Les sels fondants vont provoquer la fonte de la neige ou de la glace sur la surface

concernée. Cette fonte maintient la peau du béton en état de saturation, renforcée par le

caractère hygroscopique des sels.

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27

2.5.4 Essais et normes associées

Plusieurs normes permettent de contrôler la fabrication des bétons et de réduire au

maximum les dégradations provoquées par l’action des cycles de gel-dégel et des sels

fondants. Les normes sont généralement rattachées au pays dans lesquelles elles sont

appliquées. Cependant, que ce soit au Canada, en France ou aux États-Unis, les tests sont

similaires sur de nombreux points.

2.5.4.1 Granulats

Plusieurs essais existent pour caractériser la gélivité des granulats. L’essai de gel-

dégel non confiné (CSA A23.2-24A) vise à déterminer la résistance à la désintégration de

gros granulats, après une succession de cycles de gel-dégel dans une solution de chlorure de

sodium. Plus facile à mettre en place, plus précis, cet essai a remplacé l’essai au MgSO4

comme test de référence pour déterminer la résistance au gel-dégel de gros granulats au

Québec [BLA, 2004].

2.5.4.1.1 Résistance au choc (Essai Los Angeles)

Le test Los Angeles (figure 2-13), régi par les normes CSA A23.2-17A ou ASTM

C131-06, est une mesure de la dégradation de granulats minéraux par la combinaison de

plusieurs actions : l’abrasion ou l’érosion, le choc, et le broyage dans un four rotatif en

acier contenant des sphères d’acier. La gélivité du granulat s’évalue en comparant au

coefficient de Los Angeles du granulat le même coefficient mesuré sur un échantillon ayant

subi préalablement 25 cycles de gel-dégel.

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28

Figure 2-13: Principe [ADM, 2010] et appareil [SOL, 2010] de l’essai Los Angeles

2.5.4.1.2 Résistance à l’érosion (Essai Micro-Deval)

L’essai de résistance à l’érosion Micro-Deval (figure 2-14), réglementé par les

normes CSA A23.2-29A ou ASTM C670-03, mesure la résistance à l’abrasion et la

durabilité de granulats minéraux par la combinaison de plusieurs actions : l’érosion et le

broyage avec des billes d’aciers en présence d’eau. La gélivité du granulat s’évalue en

comparant au coefficient de Micro Deval du granulat le même coefficient mesuré sur un

échantillon ayant subi préalablement 25 cycles de gel-dégel.

Figure 2-14: Principe [ADM, 2010] et appareil [SOL, 2010] de l’essai Micro-Deval

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29

2.5.4.2 Béton

2.5.4.2.1 Gel-dégel

La norme ASTM C666/C666M décrit les différentes étapes du test de la résistance

d’un béton à des cycles rapides de gel-dégel. Deux procédures différentes existent. Dans la

procédure A, le gel et le dégel sont effectués dans l’eau. Dans la procédure B, le gel

s’effectue dans l’air et le dégel dans l’eau. Ces deux procédures permettent de déterminer

l’évolution des propriétés du béton exposé à des cycles de gel-dégel rapides. Si elles

fournissent un indice comparatif de la durabilité au gel d’un béton, elles ne donnent pas une

information précise sur la durée de vie en service de ce même béton.

2.5.4.2.2 Écaillage

La norme ASTM C672/C672M décrit les différentes étapes du test de la résistance à

l’écaillage de la surface d’un béton, exposé à des cycles de gel-dégel en présence de sels

fondants. La résistance à l’écaillage de la surface est évaluée par une observation visuelle

qualitative.

Ces deux essais soumettent les échantillons de béton à des conditions très sévères.

Leurs résultats seront essentiellement interprétés dans la comparaison des comportements

en laboratoire des échantillons de bétons ordinaires avec ceux en béton légers.

2.5.5 Durabilité des bétons légers

2.5.5.1 Norme ASTM C330

La norme ASTM C330 présente des spécifications liées à l’utilisation des granulats

légers dans des bétons structuraux pour plusieurs tests, dont le test de gel-dégel.

Les modifications par rapport à la norme C666/C666M concernent uniquement la

cure réalisée avant le début de l’essai, comme le montre le tableau 2-2:

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30

Tableau 2-2 : Modifications des conditions de cure des éprouvettes destinées aux essais de

gel-dégel pour les bétons à granulats légers

Normes Granulats Cure

Début de

l’essai

ASTM C666 Normaux 14 jours de cure humide

ASTM C330 Légers 14 jours de

cure humide

14 jours de

séchage à l’air

23°C, 50 %HR

1 jour

plongé dans

l’eau

2.5.5.2 Résultats de travaux préalables.

Les premières études sur la résistance aux agressions hivernales des bétons légers ont

été entreprises par Klieger et Hanson [KLI, 1961]. Ils ont étudié 10 différents types de

bétons légers. Pour chaque type, des bétons à faible et haute résistance en compression,

avec des granulats secs ou humides, avec ou sans air entrainé, ont été testés. Les anciennes

procédures ASTM C666, pour les cycles rapides de gel-dégel dans l’eau (Procédure A), et

ASTM C672, pour l’écaillage, ont été conduites. Globalement, les résultats montrent que

les bétons avec air entrainé sont très durables, même avec des granulats ayant une forte

teneur en eau. De plus, certains bétons légers sans air entrainé ont également montré des

bonnes résistances. Ceci montre que la nature des granulats légers peut avoir une influence

décisive sur les performances des bétons. Concernant la résistance à l’écaillage,

uniquement des bétons avec air entrainé ont été étudiés. Les résultats témoignent d’une très

bonne durabilité.

En 1991, Whiting et Burg ont étudié la durabilité au niveau de la fissuration interne

de plusieurs mélanges de bétons légers, dont certains de haute performance. Tous les bétons

ont été fabriqués avec de l’air entrainé et la procédure A de la norme ASTM C666 a été

suivie. Une grande proportion des bétons a présenté de bons résultats. [WHI, 1991]

À la lumière de ces deux études et de plusieurs autres résultats, il apparait clairement

possible de réaliser un béton durable avec des granulats légers.

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31

Cependant, il existe une très grande diversité de granulats légers. Que ce soit la taille

(petit ou gros granulat), la proportion dans le mélange, la porosité, l’absorption, la teneur en

eau au moment de gâcher, tous ces paramètres singularisent les bétons légers.

En 1995, Jacobsen a étudié l’influence du degré de saturation des granulats légers sur

la durabilité d’un béton. Les éprouvettes fabriquées avec des granulats légers ayant une

teneur en eau de 30 % (% masse), n’ont pas dépassé 35 cycles de la procédure A de la

norme ASTM C666. Or, avec des granulats légers ayant une teneur en eau autour de 7 %

(% masse), les éprouvettes ont satisfait aux exigences. [JAC, 1995]

Pour éviter tout problème de résistance au gel-dégel, la cure doit être également

appropriée. En 2004, Holm présentait les résultats d’une étude réalisée sur des bétons

fabriqués avec des granulats légers ayant une teneur en eau de 24 %. Ses conclusions

expriment la nécessité d’une période de séchage avant le début de l’essai de gel-dégel

(ASTM C666, procédure A) pour obtenir des résultats satisfaisants. [HOL, 2004]

2.6 Conclusion

L’utilisation de granulats légers pour fabriquer des bétons à masse volumique réduite

a donc déjà été largement étudiée et exploitée dans plusieurs régions du monde. L’avantage

inhérent au béton léger réside dans la réduction de la masse des structures fabriquées. Cet

avantage est d’autant plus marqué si ce sont les gros granulats qui sont remplacés.

Cependant, si l’on veut favoriser l’action d’une cure interne, l’utilisation de sable léger

permet de toucher une plus grande quantité de pâte. De nombreuses études ont en effet

montré que l’utilisation de granulats légers pouvait réduire le retrait endogène, diminuant

ainsi le risque de fissuration. Au niveau de la durabilité, avec une cure appropriée à la

nature des granulats et à leur teneur en eau, les bétons légers ne montrent pas une résistance

plus faible que les bétons ordinaires. Au contraire, dans certains cas, les résistances au gel-

dégel et aux sels fondants sont améliorées.

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32

En plus de granulats légers naturels, plusieurs types de granulats légers sont

fabriqués, avec pour conséquence principale une augmentation du contrôle qualité de ce

type de granulats, à défaut d’améliorer leurs propriétés physiques. La grande variété des

granulats légers et les nombreuses possibilités de formulation font donc de chaque béton

léger un béton avec des propriétés spécifiques. Ainsi, l’utilisation de béton léger au Québec

nécessite une étude des mélanges possibles afin de satisfaire les différentes exigences quant

aux propriétés mécaniques et de durabilité.

De plus, plusieurs aspects sont encore mal maitrisés. Par exemple, l’évaluation de la

quantité d’eau libérée par les granulats légers est un point délicat qui reste encore préciser.

De fait, l’évaluation du rapport E/L effectif des bétons légers fabriqués reste hypothétique.

Dans le cadre de ce projet, outre l’élaboration d’un mélange approprié au Québec, la

volonté de maitriser au mieux ce rapport a fait partie intégrante des raisonnements menés.

L’objectif est une compréhension globale des phénomènes en jeu, qui répond au besoin

d’aller au-delà d’une simple analyse des mélanges étudiés.

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33

Chapitre 3. Méthodologie

3.1 Propriétés mécaniques et de durabilité visées

Le principe dans la formulation du béton léger étudié aux fins du projet réside dans le

remplacement de la totalité des gros granulats d’un mélange type XIII du Ministère des

transports du Québec (MTQ) par un même volume de gros granulats légers. De plus, les

exigences suivantes doivent être rencontrées dans l’optique d’une utilisation pour la

fabrication d’éléments de structure au Québec:

la résistance en compression doit atteindre la résistance en compression

exigée pour un mélange type V du MTQ, i.e. 35 MPa à 28 jours ;

les résistances à l’écaillage et aux cycles rapides de gel/dégel doivent être au

moins équivalentes à celles d’un mélange type XIII du MTQ.

Les caractéristiques des mélanges de type V et de type XIII du MTQ figurent dans la

norme 3101 et sont rassemblées dans le tableau 3-1.

Tableau 3-1: Caractéristiques des mélanges du MTQ utilisés

Mélanges Type V Type XIII

Résistance en compression à 28 jours (MPa) 35 50

Masse minimale de liant (kg/m3) 365

(1) 410

(1)

Rapport eau/liant (e/L) 0,45 0,34 à 0,38

Affaissement (mm) 80 ± 20(2)

170 ± 30

Gros granulats (mm) 5-20 5-14

Teneur en air (%) 5-8 5-8

(1) Ciment ternaire du type GUb–F/SF ou GUb–S/SF. La masse totale des ajouts cimentaires (cendre volante,

fumée de silice et laitier) ne doit pas être supérieure à 30 % de la masse totale du liant.

(2) Après ajout de superplastifiant, l’affaissement est de 120 ± 30 mm.

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34

Ainsi, le mélange type XIII avec granulats légers, mélange central de cette étude

(T13L), a une résistance en compression visée de 35 MPa à 28 jours. Au niveau de la

durabilité, ce mélange est voulu aussi résistant que le mélange type XIII avec granulats

ordinaires (T13N).

Dès lors, on aurait pu se limiter à l’étude comparative d’un mélange type XIII

ordinaire et d’un mélange type XIII léger. Cependant, afin d’obtenir du même coup des

résultats complémentaires et des outils de compréhension supplémentaires dans l’analyse

des phénomènes d’intérêt (teneur en eau des granulats légers, cure interne), deux autres

mélanges ont été ajoutés au programme expérimental : un mélange type V ordinaire (T5N)

et un mélange type V léger (T5L).

La nomenclature des quatre mélanges étudiés au cours des phases expérimentales

réalisées en laboratoire est résumée dans le tableau 3-2.

Tableau 3-2: Nomenclature des mélanges étudiés

Mélanges Type V Type XIII

Rapport e/L 0,45 0,35

Granulats Ordinaires Légers Ordinaires Légers

Nomenclature T5N T5L T13N T13L

3.2 Programme expérimental

3.2.1 Problématique spécifique à l’utilisation des granulats légers

Le gros granulat léger utilisé aux fins de l’étude est un schiste expansé fabriqué au

Nord-Est des États-Unis selon le processus décrit au chapitre 2. De calibre 4,75 - 19 mm, il

s’agit d’un mélange de trois granulats dont la couleur et la porosité apparente varient,

comme l’illustre la figure 3-1.

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35

Figure 3-1: Types de granulats composant le lot de granulats légers utilisés

L’obtention de ces trois types de granulat résulte du procédé de fabrication. En effet,

la surface de la boule de clinker de schiste (figure 3-2) soumise aux hautes températures est

le lieu d’oxydation. Cette oxydation ainsi qu’une variation des proportions des minéraux

présents dans les différentes parties de la boule de clinker expliquent les différences de

couleur dans les types de granulats produits. Le fait que les pores soient plus ou moins

apparents dans les trois types de granulats légers vient de la dernière étape du processus de

fabrication : la boule de clinker y est fragmentée jusqu’à l’obtention de particules de taille

voulue. Ainsi, suivant sa localisation initiale dans la boule de clinker, le granulat peut

présenter l’une ou l’autre des différentes combinaisons de caractéristiques observées.

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36

Figure 3-2: Boule de clinker et particules de granulats légers obtenues au terme du

processus de fabrication

Par ailleurs, il est nécessaire de mentionner un autre point très important concernant

les granulats légers utilisés. En effet, l’absorption à vingt-quatre heures est loin de

représenter la capacité d’absorption maximale des granulats. Comme le montre la figure

3-3, l’absorption des granulats légers initialement secs présente une évolution significative

s’étalant sur quelques mois. Pour les granulats légers utilisés dans la présente étude,

l’absorption atteint environ 9 % au bout de vingt-quatre heures, environ 20 % au bout de

cinquante jours, pour se stabiliser à environ 30 % après plus d’un an.

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37

Figure 3-3 : Évolution de l'absorption des granulats légers initialement secs immergés dans

l'eau (en pourcentage de masse)

La cinétique d’absorption des granulats légers utilisés doit être prise en considération

dans la formulation. Tout d’abord, il apparait préférable de ne pas fabriquer de mélange

avec des granulats légers dont la teneur en eau est inférieure à 10 %. En effet, en-deçà de

cette valeur, le risque que les granulats légers absorbent de l’eau de gâchage et causent ainsi

une diminution de la maniabilité, est élevé. Par ailleurs, l’évaluation de l’apport en eau des

granulats légers se révèle un paramètre fondamental dans la maitrise du rapport e/L effectif

du mélange fabriqué. Par exemple, des granulats légers avec une teneur en eau effective

(MT) de 15 % apporteront-ils à l’eau de gâchage la même quantité d’eau que des granulats

avec une teneur en eau effective de 27 % ?

3.2.2 Phases expérimentales et variables étudiées

Dans le cadre de ce projet, quatre phases expérimentales en laboratoire (P1, P3, P4 et

P5) et une phase expérimentale « in situ » (P2) ont été réalisées. Les phases P1 et P3 ont

mis en œuvre deux approches différentes pour évaluer la quantité d’eau en provenance des

0

5

10

15

20

25

30

35

0 50 100 150 200 250 300 350 400

Ab

so

rpti

on

(%

ma

ss

e)

Age (jours)

Holm 2003

GL du projet

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38

granulats légers disponible pour l’hydratation. Les phases P4 et P5 ont servi à tester

l’approche qui apparaissait la plus juste avec des conditions initiales différentes (teneur en

eau des GL au moment de la fabrication). La figure 3-4 en présente la chronologie.

Figure 3-4: Chronologie des phases expérimentales

Au fil des phases expérimentales, les points focaux à l’étude étaient donc :

la teneur en eau des granulats légers ;

la méthode d’évaluation de la quantité d’eau en provenance des granulats

légers disponible pour l’hydratation.

Le tableau 3-3 résume les principales caractéristiques des mélanges de béton léger

étudiés de chacune des cinq phases expérimentales. Les méthodes d’évaluation de la

quantité d’eau en provenance des bétons légers et prise en compte dans l’eau de gâchage

sont décrites dans les sous-sections 3.3.4.1 et 3.3.5.3, correspondant respectivement à la

méthode classique et à la méthode « Holm ». Brièvement, la méthode « Holm » a été

introduite pour optimiser l’évaluation dans des cas où la teneur en eau des granulats légers

est élevée (> 20 %).

ID Phase expérimentale

20102009

juil.déc.aoûtmai aoûtavr. juil.févr. oct.janv. mars maiavr.janv. juinfévr.juin nov.mars sept.

1 Phase expérimentale P1

2 Phase expérimentale P2

3 Phase expérimentale P3

4 Phase expérimentale P4

5 Phase expérimentale P5

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39

Tableau 3-3: Caractéristiques des mélanges de béton léger fabriqués dans les différentes

phases expérimentales

* Teneur en eau effective des granulats légers lors de la fabrication du béton.

3.2.3 Formulations des mélanges fabriqués en laboratoire

3.2.3.1 Exemple de calcul détaillé

La méthode de calcul des formulations des mélanges fabriqués en laboratoire est

décrite ci-après à travers l’exemple de la formulation du mélange T13L.

D’après la norme 3101 du MTQ, la quantité minimale de liant est de 410 kg/m3. De

plus, le rapport E/L et la teneur en air doivent être compris respectivement entre 0,34 et

0,38, et entre 5 et 8 %. Étant donné que l’objectif du projet concerne la fabrication

d’éléments de structure à grande échelle, il apparait judicieux de limiter autant que possible

la quantité de liant, puisque le coût du liant est prépondérant. De fait, le principe adopté

dans la formulation des mélanges sera d’utiliser la quantité minimale de liant préconisée

par la norme 3101 du MTQ.

En l’occurrence, on a donc ⁄ . De plus, on considère un rapport

E/L de 0,35, valeur plus simple pour les calculs, et une teneur en air de 6,5 %, valeur

moyenne de l’intervalle exigé. Les différentes étapes de la formulation sont résumées à

travers les équations ci-après, les caractéristiques des matériaux figurant dans le tableau

3-4.

Phase expérimentale P1 P2 P3 P4 P5

Rapport e/L 0,35 0,45 0,35 0,35 0,45 0,35 0,35

Teneur en eau des granulats

légers (en %masse)*

13,2 15,1 15,8 20,2 21,6 26,9 15,4

Méthode d’évaluation Classique Holm

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40

Tableau 3-4: Caractéristiques des matériaux utilisés dans le calcul de formulation

Calcul du volume de pâte :

(éq. 3.1.)

(éq. 3.2.)

(éq. 3.3.)

⁄ (éq. 3.4.)

Volume des granulats

(éq. 3.5.)

Volume des adjuvants :

⁄ (éq. 3.6.)

(éq. 3.7.)

Ciment Sable GL SP AEA

Dosage par kg de ciment

(ml/kg) 1,95 0,15

Proportion de masse solide

(% masse totale) 50 10,5

Masse volumique ρ

(SSS pour les granulats)

(103 kg/m

3)

3,02 2,71 1,565 1,1 1,007

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41

Correction de la masse du SP :

⁄ (éq. 3.8.)

(éq. 3.9.)

⁄ (éq. 3.10.)

(éq. 3.11.)

Correction de la masse de l’AEA :

(éq. 3.12.)

(éq. 3.13.)

(éq. 3.14.)

⁄ (éq. 3.15.)

(éq. 3.16.)

Correction de la masse d’eau :

⁄ (éq. 3.17.)

Correction de la masse des granulats :

⁄ (éq. 3.18.)

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42

Le rapport volumique sable/gros granulat préconisé pour tous les mélanges fabriqués

en laboratoire est égal à 1,0.

(éq. 3.19.)

⁄ (éq. 3.20.)

(éq. 3.21.)

Dans ce calcul, la densité des granulats légers correspond à la densité brute « SSS »

des granulats après 24h d’immersion dans l’eau (initialement secs). Le terme « SSS » n’est

pas approprié pour les granulats légers, puisque 24 h d’immersion ne suffisent pas pour

qu’ils atteignent un état saturé. Cependant, la notation est conservée pour fins de

comparaison avec les bétons ordinaires.

(éq. 3.22.)

On connait ainsi les proportions massiques et volumétriques de tous les constituants

entrant dans la composition du mélange. Les formulations des autres mélanges sont

calculées de la même façon, en tenant compte des rapports E/L, des teneurs en liant et des

teneurs en air respectives.

3.2.3.2 Formulations théoriques des mélanges fabriqués en laboratoire

Les formulations théoriques des mélanges fabriqués sont présentées dans le tableau

3-5.

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43

Tableau 3-5: Formulation théorique des différents types de mélanges fabriqués.

Mélange T5T T5L T13T T13L

Rapport e/L 0,45 0,45 0,35 0,35

Liant (kg/m3) 365 365 410 410

Eau (kg/m3) 163,3 163,3 143 143

Sable (kg/m3) 880,1 880,1 888 888

Pierre 5-14 (kg/m3) 863,5 871,3

Granulats légers 5-20 (kg/m3) 508,2 512,8

SP, solide (kg/m3) 0,39 0,39 0,44 0,44

SP, liquide (kg/m3) 0,39 0,39 0,44 0,44

AEA, solide (kg/m3) 0,0058 0,0058 0,0065 0,0065

AEA, liquide (kg/m3) 0,49 0,49 0,0554 0,0554

Masse totale (kg/m3) 2273,2 1917,4 2313,2 1954,8

3.2.3.3 Procédure de malaxage

La séquence de malaxage observée est celle préconisée au laboratoire du CRIB

(Centre de Recherche sur les Infrastructures en Béton) et se déroule comme suit :

incorporer tous les matériaux secs dans le malaxeur ;

malaxer les matériaux secs pendant 1 minute ;

ajouter l’eau et les adjuvants ;

malaxer le mélange pendant 3 minutes ;

attendre 3 minutes en recouvrant le béton afin de minimiser l’évaporation de

l’eau du mélange ;

malaxer pendant 2 minutes.

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44

3.2.3.4 Liant

Le liant utilisé est un ciment hydraulique ternaire, composé de ciment Portland (HE

type 30), de laitier et de fumée de silice, dont les proportions massiques nominales sont

respectivement de 73 %, 22 % et 5 %. Ce liant a fait l’objet d’une analyse chimique par un

laboratoire externe. Cette analyse a été effectuée séparément sur les trois composés avant

qu’ils ne soient broyés ensemble. Les résultats, comprenant la composition chimique, la

densité et des mesures de Blaine selon la norme ASTM C-204-00, sont présentés dans le

tableau 3-6. La granulométrie du ciment ternaire utilisé est également illustrée sur la figure

3-5.

Tableau 3-6: Résultats de l’analyse chimique des composants du liant utilisé dans les trois

phases expérimentales effectuées au laboratoire, exprimés en pourcentage massique

Composant du liant Ciment Portland Laitier Fumée de Silice

SiO2 20,0 36,13 88,94

Al2O3 5 9,58 0,71

Fe2O3 2,4 0,52 3,18

MgO 2,6 12,49 0,51

CaO 62,5 36,47 2,05

Na2O 0,22

K2O 0,93

SO3 4,2 3,61 0,03

TiO2 0,79 0,02

Autres composants 2,15 0,41 4,56

Perte au feu 1,8

Densité (g/cm3) 2,98

Blaine (m2/kg) (Surf. Spécif.) 550

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45

Figure 3-5: Granulométrie du ciment ternaire utilisé dans les phases expérimentales en

laboratoire

3.2.3.1 Adjuvants

Un superplastifiant (SP), agent réducteur d’eau à base de polycarboxylate, et un agent

entraineur d’air (AEA), solution liquide d’acides gras sulfonés, ont été utilisés dans les

phases expérimentales en laboratoire. Leurs caractéristiques sont présentées dans le tableau

3-7.

Tableau 3-7: Caractéristiques des adjuvants utilisés dans les phases expérimentales en

laboratoire

Adjuvants SP AEA

Densité relative (25 °C) 1,10 1,007

% masse solide 50 10,5

0

1

2

3

4

5

6

0,01 0,1 1 10 100

Pro

po

rtio

n (%

)

Taille des particules (µm)

Granulomètrie du ciment ternaire

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46

3.2.3.2 Granulats fins

Le granulat fin utilisé est un sable siliceux naturel et tamisé provenant d’une sablière

à St-Joachim au Québec. Différents lots ont été utilisés au fil des phases expérimentales.

Un premier lot a été utilisé dans les phases P1 et P3, un deuxième dans les phases P4 et P5

et un troisième dans la phase P2. Les résultats des essais granulométriques effectués sur des

échantillons prélevés au laboratoire sont présentés dans le tableau 3-8 et sur la figure 3-6.

Figure 3-6:Distribution granulométrique des lots de sable

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10

Ta

mis

at (%

)Tamis (mm)

Fuseau

Sable P1 et P3

Sable P4 et P5

Sable P2

Silt et argile Sable Gravier

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47

Tableau 3-8: Distribution granulométrique et caractéristiques des lots de sable

Tamis

(mm)

Tamisat (%)

Exigences

(CSA A23, 2-2 A) Sable P1 et P3 Sable P4 et P5 Sable P2

10 100 100 100 100

5 95-100 99 99 99

2,5 80-100 96 95 87

1,25 50-90 88 85 72

0,63 25-65 58 55 50

0,315 10-25 24 22 26

0,16 02-10 6 5 9

0,08 2 1 3

Module de finesse 2,29 2,39 2,60

Densité relative brute SSS 2,710 2,701 2,449

Absorption (%) 0,56 0,50 0,56

3.2.3.3 Gros granulats

Le gros granulat ordinaire utilisé est une pierre calcaire concassée provenant d’une

carrière se trouvant à St-Marc-des-Carrières au Québec. De calibre 5 - 14 mm, les granulats

sont durs et d’apparence peu poreuse. Deux lots distincts ont été utilisés au cours des

phases P1 et P3. Le tableau 3-9 et la figure 3-7 présentent les résultats des essais

granulométriques effectués par un laboratoire externe. Tel que mentionné précédemment, le

granulat léger est un schiste expansé fabriqué au Nord-Est des États-Unis, de calibre

4,75 – 19 mm.

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48

Figure 3-7: Distribution granulométrique des gros granulats utilisés dans les phases

expérimentales

Tableau 3-9: Distribution granulométrique et caractéristiques des gros granulats

Tamis

(mm)

Tamisat (%)

Exigences Pierre

(CSA A23, 2-2 A)

Pierre

P1

Pierre

P3

Exigences GL

(CSA A23, 2-2 A) GL

28 100

20 100 100 100 85-100 99

14 90-100 90 96 50-90 68

10 45-75 27 46 25-60 33

5 0-15 2 2 0-10 1

2,5 0-5 1 2 0-5 1

Module de finesse 1,97 1,96 1,98

Densité relative brute SSS 2,677 2,682 1,580*

Absorption (%) 0,59 0,44 9,05

* Le terme SSS n’est pas approprié dans le cas des granulats légers.

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49

En ce qui concerne les GL, il convient de préciser comment ces derniers sont

préparés avant la fabrication du béton. En effet, afin d’éviter qu’ils absorbent une partie de

l’eau de gâchage et nuisent à la maniabilité du béton, les GL sont immergés dans l’eau

avant d’être utilisés pour fabriquer les mélanges de béton léger. La durée d’immersion est

d’autant plus grande que la teneur en eau souhaitée des GL est élevée. Avant d’être

immergés, les GL sont totalement secs. Trois heures avant le contact eau/liant et le début du

malaxage, un échantillon des GL est prélevé afin d’en déterminer la teneur en eau. Cet

échantillon est laissé à l’air libre pendant trente minutes pour que les GL s’égouttent. Il est

à noter que cette opération est également pratiquée avant que les GL ne soient introduits

dans le malaxeur. Le dispositif d’égouttage est présenté sur la figure 3-8.

Figure 3-8: Dispositif d'égouttage des GL

La teneur en eau des GL est donc mesurée après 30 minutes d’égouttage de

l’échantillon prélevé trois heures avant la gâchée. Après cette période d’égouttage, environ

1 kg de GL est placé dans un récipient. Après en avoir déterminé la masse précisément

(mesure m1, utilisée dans la détermination de MT), l’échantillon est séché dans une

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50

serviette, puis replacé dans le récipient sec. Dès lors, une deuxième mesure de masse est

effectuée (mesure m2, utilisée pour déterminer MAB). Finalement, l’échantillon est séché sur

une plaque électrique pendant deux heures. La masse sèche ms est finalement mesurée. Il

est à noter que les GL sont maintenus sur la plaque électrique pendant une durée

additionnelle de six heures pour s’assurer que la totalité de l’eau est bien évaporée et que la

valeur ms est conforme (ce qui a été le cas à chaque fois).

Cette procédure permet de calculer les deux paramètres suivants des GL au moment

de la fabrication du béton :

Teneur en eau effective des GL :

(éq. 3.23.)

Teneur en eau des GL, surface séchée : 2

(éq. 3.24.)

2 Remarque : Le paramètre MAB n’est employé qu’à partir de la deuxième phase expérimentale

puisqu’il intervient dans le modèle de « Holm ».

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51

3.2.4 Procédures d’essai

L’ensemble des essais réalisés en laboratoire au cours des phases expérimentales est

présenté dans cette section. De plus, s’il y a lieu, les spécificités des essais pour une phase

particulière seront précisées dans la section qui lui est consacrée.

3.2.4.1 Essais sur le béton frais

Les essais de caractérisation des propriétés du béton frais ont été effectués selon les

normes suivantes :

masse volumique : CSA A23.2-3C ;

affaissement : CSA A23.2-5C ;

teneur en air : méthode pressiomètrique (ASTM C231)

méthode volumétrique (ASTM C173).

3.2.4.2 Essais pour la détermination des propriétés mécaniques.

Les essais pour la détermination des propriétés mécaniques (résistance en

compression (ASTM C495), résistance en traction par fendage brésilien (ASTM C496) et

module élastique (ASTM C469)) ont été réalisés sur des éprouvettes cylindriques de 100

mm de diamètre et 200 mm de hauteur. Les éprouvettes sont démoulées 24 heures après

leur fabrication et protégées contre toute perte d’humidité à l’aide d’une toile de jute

humide. Elles sont ensuite placées en conditions de mûrissement à 23 °C et 100 %

d’humidité relative jusqu’aux échéances prévues à 1, 3, 7 et 28 jours. De plus, des cures à

23 °C et 50 % d’humidité relative ont été réalisées sur une autre série d’éprouvettes à partir

de 3 jours, avec des échéances d’essai à 7 et 28 jours. Avant les essais, les surfaces

inférieure et supérieure des cylindres sont polies à l’aide d’une surfaceuse rotative. Les

essais sont réalisés au moyen d’une presse hydraulique en respectant les taux de

chargement normalisés applicables qui varient selon les dimensions de l’éprouvette. Pour

des éprouvettes cylindriques de 100200 mm, le taux de chargement est de 0,25 MPa par

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52

seconde dans les essais de compression et de module élastique, et de 1 MPa par minute

dans l’essai de fendage.

3.2.4.3 Essai de retrait de séchage

L’essai de retrait de séchage (ASTM C157) est effectué sur des éprouvettes

prismatiques de 7575285 mm ayant subi un murissement de 2 jours en chambre humide

à 23 °C et 100 % HR, après 24 h dans leurs moules recouverts d’une jute humide. Des

mesures ont été prises toutes les demi-heures pendant les deux premières heures de l’essai,

puis chaque jour pendant la première semaine. Par la suite l’espacement des mesures variait

suivant l’ampleur de l’évolution des mesures. Les valeurs de la température et de

l’humidité relative de la chambre étaient en moyenne de 22.3 °C et 53.4 % sur la période de

mesure.

3.2.4.4 Essai de retrait restreint annulaire

Le dispositif d’essai est composé d’un anneau d’acier (dont le module élastique est

connu) autour duquel une éprouvette annulaire de béton est mise en place (Figure 3.9)

[MOD, 2010]. Cette dernière commence à se contracter dès qu’elle est exposée au séchage.

La contraction est partiellement gênée par l’anneau d’acier, mais le béton parvient tout de

même à déformer l’anneau métallique. Cette déformation engendrée par la contraction de

l’échantillon annulaire de béton peut être mesurée en installant des jauges de déformations

sur la face intérieure de l’anneau d’acier. Les déformations enregistrées à intervalles de

temps réguliers permettent de déterminer l’évolution des contraintes de traction du béton

dans le temps et de déterminer le moment d’apparition de la fissuration.

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53

Figure 3-9- Configuration du dispositif de l’essai de retrait restreint annulaire selon la

norme AASHTO PP-34-99 (R0=139,7 mm; R1=152,4 mm ; R2=228,6 mm; H=152,4 mm)

[MOD, 2010]

Le dispositif utilisé pour cet essai est celui de la norme AASHTO (The American

Association of State Highway and Transportation Officials) dont les paramètres

géométriques sont présentés sur la figure 3.9. Deux éprouvettes annulaires sont fabriquées

par mélange afin de s’assurer de la reproductibilité des essais. Toutes les éprouvettes

subissent un mûrissement humide (à l’eau) de 3 jours au moyen d’une membrane de

géotextile imbibée d’eau posée sur la surface supérieure de l’anneau de béton. Un couvercle

en polystyrène recouvre l’ensemble du dispositif (anneau de béton, anneau d’acier et le

moule) afin d’éviter toute perte d’humidité. À la fin de la période de mûrissement, les

éprouvettes annulaires sont démoulées et exposées aux conditions d’essais à 23°C et 50 %

H.R. La séquence de saisie et d’acquisition des données commence dès la mise en place du

béton et se poursuit tout au long des périodes de cure et de séchage jusqu’à la fissuration de

l’éprouvette annulaire.

R

2 R

1 R

0

H

Jauge de déformation

Anneau d’acier Béton

R2

R1

R0

H

Séchage

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54

3.2.4.5 Essai de fluage en flexion

L’essai de fluage en flexion [MOD, 2010] consiste à appliquer un chargement

gravitaire en flexion 4 points (P1=P2=P) sur une poutrelle prismatique des dimensions

suivantes : 125010050 mm (figure 3-10). Le dispositif de mesure, un comparateur

instrumenté avec un extensomètre numérique, permet d’enregistrer l’évolution de la flèche

dans le temps au centre de la poutrelle par rapport aux deux points d’appui de référence

(lmesure = 762 mm) situés entre les points d’application des deux charges gravitaires

(lflexion = 800 mm).

Figure 3-10- Montage de l’essai de fluage en flexion et le dispositif de mesure [MOD,

2010]

Vingt-quatre heures après la fabrication des poutrelles, celles-ci sont démoulées et

des plots métalliques permettant la prise de mesures sont collés au centre et aux points

d’appui de référence. Une fois que l’opération de collage de plots est terminée, les

poutrelles sont placées dans la chambre de mûrissement à 23 °C et 100 % HR. Une période

de mûrissement de 2 jours est ensuite pratiquée pour les séries de poutrelles chargées à des

contraintes maximales 1,0 MPa (P = 20 kg). Juste avant le lancement de l’essai, les

poutrelles sont scellées sur les quatre faces latérales à l’aide d’un scellant chimique (résine

polyuréthane mono-composant) et de papier d’aluminium autocollant. Les valeurs de la

température et de l’humidité relative de la chambre étaient en moyenne de 22.3 °C et 53.4

% sur la période de mesure.

225 2

5

0

225 225 100 800

Comparateur doté

d’un extensomètre

Charge gravitaire

de 10 ou 20 kg

50

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55

Au moment du lancement de l’essai, trois cycles de chargement-déchargement sont

appliqués aux poutrelles et la flèche au centre est mesurée après chaque cycle. Ce procédé

permet de calculer le module élastique des éprouvettes avant de commencer l’essai. L’essai

commence en chargeant les poutrelles après les 3 cycles de chargement-déchargement. Les

mesures de flèche sont ensuite enregistrées selon les intervalles de temps présentés dans le

tableau 3.10.

Tableau 3-10: Séquence des mesures dans l’essai de fluage en flexion

Temps après le lancement de l’essai Intervalle de temps entre les

mesures

1ère

heure 15 minutes

2e et 3

e heure 1 heure

1ère

semaine 1 jour

2e, 3

e et 4

e semaine 1 semaine

Après le 1er mois 1 mois

Le coefficient de fluage est calculé à partir de l’évolution dans le temps de la flèche

au centre de la poutrelle, de la manière suivante :

flexion t t0

t0 (éq. 3.25.)

où (t) est la flèche mesurée à l’instant t et (t0) est la flèche initiale au centre de la

poutrelle.

Le poids total incluant le poids propre de la poutrelle est considéré ici.

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56

3.2.4.6 Essais de durabilité au gel

Les essais de résistance au gel-dégel et à l’écaillage sont effectués respectivement sur

des prismes de 75x75x305 mm et des petites dalles rectangulaires de 200x300x75 mm,

conformément aux normes ASTM C666 et C672. Il est à noter que l’essai de gel-dégel est

fait selon la procédure B de la norme ASTM C666. Pour les mélanges de béton léger, des

cures différentes de celles prévues dans les normes ont été adoptées. En effet, des essais

préliminaires réalisés au MTQ semblaient montrer qu’une cure telle qu’indiquée dans les

normes ASTM pour des bétons ordinaires n’était pas appropriée (dégradation importante

des éprouvettes au cours des essais), une période de séchage semblait notamment

nécessaire avant de démarrer l’essai de gel-dégel. Le détail des cures sera présenté dans la

description des différentes phases expérimentales.

3.2.5 Première phase expérimentale

3.2.5.1 Objectifs spécifiques

Dans le cadre de cette première phase expérimentale, le principe utilisé pour évaluer

la quantité d’eau apportée dans le cas des granulats ordinaires a également été adopté pour

les granulats légers. Ce principe est le suivant : la quantité d’eau en provenance des

granulats disponible pour l’hydratation (quantité d’eau qui intervient dans l’eau de gâchage

et dans le rapport E/L effectif du mélange) est calculée par la différence entre la teneur en

eau des granulats et leur absorption à 24 h.

Cette estimation, qui sera d’ailleurs adoptée dans toutes les phases expérimentales

pour évaluer l’apport en eau du sable et des gros granulats ordinaires s’exprime de la façon

suivante :

(éq. 3.26.)

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57

Pour les bétons légers de la première phase, cela donne les estimations suivantes :

(éq. 3.27.)

(éq. 3.28.)

où,

MAD = Eau libre prise en compte dans le rapport e/L (% masse) ;

MT = Teneur en eau effective des granulats au moment de la fabrication du

béton (% masse), selon la norme ASTM C566-97 ;

M24h = Absorption à 24 h des granulats, selon la norme CSA A23.2-12A.

L’objectif de cette première phase expérimentale consiste donc à vérifier s’il est

possible, dans des conditions non extrêmes (i.e. l’utilisation de granulats légers avec une

teneur en eau se situant entre 10 et 15 % (% masse)), de fabriquer un mélange qui satisfait

les objectifs spécifiques définis, avec un protocole de fabrication similaire à celui d’un

béton ordinaire. La différence de teneur en eau entre les granulats légers utilisés pour les

mélanges T5L et T13L réside dans une durée d’immersion précédant les gâchées

légèrement qui fut respectivement d’environ 48 h et 24 h. L’importance de la cinétique

d’absorption des GL n’avait pas encore été clairement établie.

Au cours de cette phase expérimentale, les quatre formulations évoquées au début de

ce chapitre (T5N, T5L, T13N et T13L) ont fait ici l’objet d’un protocole expérimental

identique.

3.2.5.2 Programme d’essais

Pour cette phase, le programme d’essais comporte des essais de caractérisation des

bétons à l’état frais et à l’état durci qui sont résumés dans le tableau 3-11.

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58

Tableau 3-11: Essais réalisés sur les mélanges de béton de la première phase expérimentale

Béton frais Béton durci

Masse volumique (CSA A23.2-3C)

Teneur en air (ASTM C231)

Affaissement (CSA A23.2-5C)

Résistance en compression (ASTM C495)

Résistance en traction par fendage brésilien (ASTM C496)

Module élastique (ASTM C469)

Retrait de séchage (ASTM C157)

Retrait restreint annulaire (AASHTO PP-34-99)

Résistance aux cycles rapides de gel/dégel (ASTM C666)

Résistance à l’écaillage (ASTM C672)

3.2.5.3 Essais de durabilité au gel

Une cure modifiée a été choisie en ayant comme objectif de se rapprocher des

conditions rencontrées en chantier. Les cures mises en œuvre sont résumées dans le tableau

3-12.

Tableau 3-12: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel au

cours de la première phase expérimentale

Essais Granulats Mélanges Cure

Gel-dégel

Calcaire T5N

T13N 14 jours de cure humide

Granulats légers T5L

T13L 3 jours de cure humide

4 jours dans

une bâche

7 jours de

séchage

Écaillage

Calcaire T5N

T13N 14 jours de cure humide

14 jours de

séchage

Granulats légers T5L

T13L 3 jours de cure humide

4 jours dans

une bâche

21 jours de

séchage

La cure humide correspond à une cure à 23 °C et 100 % HR. Le séchage a lieu à

23 °C et 50 % HR. Pour les granulats légers, une étape intermédiaire a été introduite. Les

prismes y sont enveloppés dans une bâche imperméable et stockés dans une chambre à

23 °C et 50 % HR pendant 4 jours.

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59

3.2.6 Deuxième phase expérimentale

3.2.6.1 Objectifs spécifiques

La deuxième phase expérimentale consistait en la confection « in situ » d’éléments en

béton léger. On a ainsi procédé à la fabrication de bacs à fleurs (figure 3-12) en béton léger

dans le cadre du projet de réfection d’un pont à Pont-Rouge (figure 3-11), à l’initiative du

MTQ. Deux opérations de bétonnage ont été nécessaires pour fabriquer les deux bacs à

fleurs. Seule la première coulée qui s’est déroulée le 22 mai 2009 a été suivie aux fins de la

présente étude et sera commentée dans ce mémoire.

Figure 3-11: Pont à Pont-Rouge sur lequel ont été fabriqués les bacs à fleurs en béton léger

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60

Figure 3-12: Bacs à fleurs en béton léger fabriqués sur un pont à Pont-Rouge

Concrètement, cette application « in situ » pouvait être considérée comme une

réussite si les points suivants étaient respectés :

une maniabilité suffisante pour une mise en place facile ;

une teneur en air entre 5 et 8 % et un affaissement de 170 mm +/- 30 mm ;

une résistance en compression à 28 j supérieure à 35 MPa ;

des résistances en matière de durabilité de sorte que le mélange satisfait aux

tests de gel-dégel (ASTM C666) et d’écaillage (ASTM C672).

3.2.6.2 Test préliminaire

Dans l’optique de maitriser au mieux la fabrication du béton léger, un test

préliminaire a été effectué deux semaines avant la première coulée afin de mettre en œuvre

les techniques d’humidification et de drainage des granulats légers à grande échelle.

Environ 3,6 t de granulats légers de la même origine que ceux utilisés en laboratoire et une

quantité d’eau suffisante pour les saturer ont été placées dans un camion malaxeur. Après

48h, les granulats ont été transvidés dans le silo présenté dans la figure 3-13.

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61

(a) Silo (b) Fond du silo

(c) Les granulats et l’eau sortent du camion

malaxeur

(d) Granulats légers dans le silo

Figure 3-13: Silo utilisé pour l’égouttage des granulats légers

Des échantillons ont été prélevés pour déterminer la teneur en eau à différents

endroits dans le silo toutes les demi-heures pendant les trois premières heures d’égouttage

des granulats légers. Les résultats sont présentés dans le tableau 3-13 et la figure 3-14.

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62

Tableau 3-13: Teneur en eau des granulats légers après différentes périodes d’égouttage

dans le silo

Temps après le début

de l’égouttage (1)

Endroit du prélèvement

Teneur en eau

(% masse)

0h00 Près de la surface 22,1

0h30 Près de la surface 21,1

1h00 Près de la surface 19,8

1h00 40 cm sous la surface 23,6

2h00 Près de la surface 19,6

2h00 40 cm sous la surface 21,4

3h00 Près de la surface 17,6

3h00 40 cm sous la surface 20,7

1) Le transvasement des granulats du camion vers le silo a duré environ 10 minutes. La fin de ce processus

est considérée comme le début de l’égouttage.

Figure 3-14: Évolution de la teneur en eau des granulats légers situés à deux endroits dans

le silo pendant l’égouttage

Bien qu’en surface la teneur en eau passe de 22,1 à 17,6 %, on s’aperçoit qu’à 40 cm

sous la couche supérieure, la teneur en eau décroit plus longtemps (22,1 à 20,7 %). Mais ce

0

5

10

15

20

25

0 h 00 0 h 30 1 h 00 1 h 30 2 h 00 2 h 30 3 h 00

Ten

eu

r en

eau

des g

ran

ula

ts lég

ers

(%

masse)

Durée de drainage

Près de la surface

40 cm sous la surface

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63

test préliminaire démontre surtout qu’il est tout à fait possible de se retrouver avec des GL

avec une teneur en eau supérieure à 20 % lors de la fabrication du béton. Une telle valeur

(en comparaison avec celles de la première phase expérimentale) peut se justifier en

considérant les conditions de stockage des granulats. En effet, le lot utilisé dans cet essai

avait été entreposé à l’extérieur pendant une année complète. Les différentes précipitations,

auxquelles s’ajoute une teneur en eau potentiellement élevée des granulats au départ,

expliquent les teneurs en eau obtenues en chantier.

Finalement, ce test préliminaire a mis en lumière la nécessité d’une nouvelle méthode

d’évaluation de la quantité d’eau en provenance des granulats légers et disponible pour

l’hydratation. Effectivement, si l’on considère la méthode classique évoquée précédemment

à la section 3.2.5.1, l’estimation serait alors la suivante :

Eau libre comptée dans le rapport E/L : (éq. 3.29.)

(éq. 3.30.)

(éq. 3.31.)

Or, cette quantité d’eau calculée apparait irréaliste (car trop élevée) et met en

évidence les limites pour des granulats légers de l’approche usuelle utilisée pour des

granulats ordinaires. En conséquence, il a été décidé d’utiliser la méthode proposée par

Holm (méthode présentée à la section 2.2.2).

3.2.6.3 Détermination de la quantité d’eau libre effective

Après le test préliminaire, l’approche de Holm apparaissait plus réaliste et plus

précise et a donc été utilisée pour estimer la quantité d’eau en provenance des granulats

légers à prendre en compte dans l’eau de gâchage. Pour rappel, cette approche se synthétise

à travers la formule suivante :

Page 82: PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ...THOMAS CALAIS PROPRIÉTÉS MÉCANIQUES ET DURABILITÉ D’UN BÉTON LÉGER Application en régions froides Mémoire présenté à la Faculté

64

(éq. 3.32.)

MAD = Eau libre comptée dans le rapport E/L (% masse) ;

MT = Teneur en eau effective des granulats légers au moment de la

fabrication du béton léger (% masse), selon la norme ASTM C566-97 ;

MAB = Teneur en eau des granulats légers selon la norme ASTM C566-97,

après que la surface eut été séchée avec une serviette.

Dans le cas des essais de chantier, cela donne donc :

(éq. 3.33.)

(éq. 3.34.)

La première remarque à formuler se rapporte à la teneur en eau des granulats légers.

En effet, un nouveau lot a été utilisé et celui-ci était composé de granulats légers dont la

teneur en eau était plus faible que celle mesurée pendant le test préliminaire. Ainsi, la

quantité d’eau libre effective et disponible pour le malaxage (comptée dans le calcul du

rapport E/L) a été estimée à 3,6 %.

3.2.6.4 Granulat léger

Le lot de gros granulats légers utilisé lors de la fabrication des bacs à fleurs provient

de la même carrière que le lot utilisé dans les autres phases expérimentales. Les résultats

des essais granulométriques sont présentés dans le tableau 3-14 et sur la figure 3-15.

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65

Figure 3-15: Distribution granulométrique des gros granulats légers des deux différents lots

utilisés en chantier (phase 2)

Tableau 3-14: Distribution granulométrique et caractéristiques des GL utilisés en chantier

(phase 2)

Tamis

(mm)

Tamisat (%)

Exigences

(CSA A23, 2-2 A)

P1, P3,

P4, P5 P2

28 100 100 100

20 85-100 99 98

14 50-90 68 75

10 25-60 33 44

5 0-10 1 7

2,5 0-5 1 2

Module de finesse 1,98 1,91

Densité relative brute SSS 1,580* 1,723*

Absorption M24h (%) 9,05 8,59

* Le terme SSS n’est pas approprié dans le cas des granulats légers

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1 10 100

Ta

mis

at (%

)

Tamis (mm)

Fuseau GL

Granulats légers

GL P2 Chantier

Sable Gravier

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66

3.2.6.5 Mélange

Le mélange utilisé pour fabriquer les bacs à fleurs est un mélange de béton léger dont

la formulation est celle du mélange T13L réalisé en laboratoire.

3.2.6.6 Programme d’essais

Le programme d’essais de la deuxième phase expérimentale est similaire à celui de la

première, à l’exception des mesures de module élastique, de fendage et des essais de retrait

restreint annulaire qui n’ont pas été réalisés. La résistance en compression à 28 jours a été

évaluée sur des éprouvettes rapportées au laboratoire du CRIB pour conserver ainsi les

mêmes conditions d’essai. Les autres essais, qu’ils concernent le béton frais ou le béton

durci, ont été réalisés par le MTQ. Ils sont résumés dans le tableau 3-15. Les cures utilisées

pour les essais aux cycles de gel/dégel et de résistance à l’écaillage sont les cures modifiées

suivies pour la première phase expérimentale (§ 3.2.5.3).

Tableau 3-15: Essais réalisés lors de la deuxième phase expérimentale

Béton frais Béton durci

Masse volumique (CSA A23.2-3C)

Teneur en air (ASTM C173)

Affaissement (CSA A23.2-5C)

Résistance en compression (ASTM C495)

Retrait de séchage (ASTM C157)

Résistance aux cycles rapides de gel/dégel (ASTM C666)

Résistance à l’écaillage (ASTM C672)

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67

3.2.7 Troisième phase expérimentale

3.2.7.1 Objectifs spécifiques

Si lors du test préliminaire de la deuxième phase expérimentale, le lot de granulats

légers après une immersion dans l’eau de 48 h montrait une teneur en eau supérieure à

20 %, lors de la fabrication du mélange avec un nouveau lot, la teneur en eau n’était que de

15,8 %. La phase expérimentale P3 a donc été consacrée à l’étude de bétons légers

fabriqués avec des granulats légers ayant une teneur en eau supérieure à 20 %.

L’approche « Holm » était désormais utilisée pour évaluer MAD dans le cas des bétons

légers. Pour cette phase expérimentale, les granulats légers ont été immergés pendant une

durée telle que leur teneur en eau soit supérieure à 20 %. Les estimations obtenues avec le

lot de granulats légers utilisé sont présentées ci-dessous :

Eau libre comptée dans le rapport E/L : (éq. 3.35.)

(éq. 3.36.)

(éq. 3.37.)

Au cours de cette phase expérimentale, les quatre mélanges évoqués au début de ce

chapitre (T5N, T5L, T13N et T13L) ont une nouvelle fois été étudiés.

3.2.7.2 Programme d’essais

Le programme d’essais de la troisième phase expérimentale comporte les mêmes

essais que ceux réalisés dans la première phase, auxquels se rajoute l’essai de fluage en

flexion. Cependant, les essais de retrait restreint annulaire se sont limités aux mélanges

T13T et T13L. La liste des essais est présentée dans le tableau 3-16.

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68

Tableau 3-16: Essais réalisés dans la troisième phase expérimentale

Béton frais Béton durci

Masse volumique (CSA A23.2-3C)

Teneur en air (ASTM C231)

Affaissement (CSA A23.2-5C)

Résistance en compression (ASTM C495)

Résistance en traction par fendage brésilien (ASTM C496)

Module élastique (ASTM C469)

Retrait de séchage (ASTM C157)

Retrait restreint annulaire (AASHTO PP-34-99)

Fluage en flexion

Résistance aux cycles rapides de gel/dégel (ASTM C666)

Résistance à l’écaillage (ASTM C672)

3.2.7.3 Essai de retrait de séchage et de retrait restreint annulaire

Au cours de cette phase expérimentale, des éprouvettes supplémentaires partiellement

scellées ont été préparées pour les essais de retrait de séchage (figure 3-16) et de retrait

annulaire restreint (figure 3-17).

Figure 3-16: Conditions de scellement des éprouvettes prismatiques partiellement scellées

pour les essais de retrait de séchage [MOD, 2010]

Les éprouvettes prismatiques sont partiellement scellées afin qu’elles aient le même

rapport volume/surface de séchage (V/S = 7,6 cm) que les éprouvettes partiellement

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69

scellées de l’essai de retrait restreint annulaire, de façon à pouvoir estimer le retrait libre

d’une éprouvette annulaire en conditions non restreintes.

Comme pour les anneaux, le scellement est effectué à l’aide de papier d’aluminium

autocollant.

Figure 3-17 : Conditions de scellement des éprouvettes dans l’essai de retrait restreint

annulaire (séchage unidirectionnel) [MOD, 2010]

Le scellement circonférentiel des anneaux de béton permet d’uniformiser radialement

la perte d’humidité et de réduire le taux de séchage, ce qui entraine un ralentissement de la

cinétique de retrait. Par conséquent, les contraintes induites par le retrait restreint se

développent plus lentement, laissant ainsi plus de temps pour l’évolution des propriétés

mécaniques du matériau, ce qui prévient la fissuration de l’éprouvette à très jeune âge.

Donc, l’évolution graduelle et prolongée des contraintes permet de suivre le comportement

Anneau

d’acier

Anneau de

béton

Jauge de

dédééformation

Scellement

Scellement

chage

Jauge de déformation

Anneau d’acier Anneau de béton

Séchage

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70

des mélanges de béton à plus long terme avant que la fissuration ne survienne. [MOD,

2010]

Il convient de noter que pour cette phase expérimentale, on s’est limité pour des

raisons techniques aux mélanges T13T et T13L pour les essais de retrait restreint annulaire.

3.2.7.4 Essais de durabilité

Les résistances à l’écaillage et au gel-dégel ont été évaluées selon des protocoles

similaires à ceux de la première phase expérimentale. Cependant, pour le mélange T13L,

des éprouvettes supplémentaires ont subi une cure identique à celle préconisée pour les

bétons ordinaires. L’ensemble des cures se retrouve dans le tableau 3-17.

Tableau 3-17: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel de

la troisième phase expérimentale

Essais Granulats Mélanges Cure

Gel-dégel

Calcaire T5N

T13N 14 jours de cure humide

Granulats légers

T5L

T13L 3 jours de cure humide

4 jours dans

une bâche

7 jours de

séchage

T13L 14 jours de cure humide

Écaillage

Calcaire T5N

T13N 14 jours de cure humide

14 jours de

séchage

Granulats légers T5L

T13L 3 jours de cure humide

4 jours dans

une bâche

21 jours de

séchage

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71

3.2.8 Quatrième et cinquième phases expérimentales

3.2.8.1 Objectifs spécifiques

Les phases expérimentales P4 et P5 ont été élaborées en vue de générer des résultats

complémentaires à ceux des phases précédentes pour en affiner l’analyse. Seul le mélange

T13L y est étudié. Cependant, il a été préparé avec deux teneurs en eau de granulats légers

différentes, soit 26,9 % pour la phase P4 et 15,4 % pour la phase P5. Une nouvelle fois,

seule l’approche « Holm », jugée plus pertinente, sera utilisée pour estimer la quantité

d’eau en provenance des granulats légers disponible initialement pour l’hydratation. Cela

conduit donc aux estimations suivantes :

Eau libre comptée dans le rapport E/L : (éq. 3.38.)

(éq. 3.39.)

(éq. 3.40.)

3.2.8.2 Programme d’essais

Le programme d’essais des phases expérimentales P4 et P5 comporte les mêmes

essais que ceux réalisés au cours de la phase P3. La liste des essais est présentée dans le

tableau 3-18.

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72

Tableau 3-18: Essais réalisés dans les phases expérimentales P4 et P5

Béton frais Béton durci

Masse volumique (CSA A23.2-3C)

Teneur en air (ASTM C231, ASTM

C173 et C457)

Affaissement (CSA A23.2-5C)

Résistance en compression (ASTM C495)

Résistance en traction par fendage brésilien (ASTM C496)

Module élastique (ASTM C469)

Retrait de séchage (ASTM C157)

Retrait restreint annulaire (AASHTO PP-34-99)

Fluage en flexion

Résistance aux cycles rapides de gel/dégel (ASTM C666)

Résistance à l’écaillage (ASTM C672)

3.2.8.3 Essais sur le béton frais

Pour les mesures de teneur en air, trois méthodes différentes ont été suivies :

- méthode pressiométrique : ASTM C231 ;

- méthode volumétrique : ASTM C173 ;

- méthode microscopique sur béton durci ( ̅) : ASTM C457.

3.2.8.4 Essais de détermination des propriétés mécaniques

Les essais de détermination des propriétés mécaniques ont été réalisés suivant un

protocole identique à celui de la première phase expérimentale. Toutefois, une échéance à

56 jours a été ajoutée pour la résistance en compression.

3.2.8.5 Essai de retrait de séchage et de retrait restreint annulaire

Ces essais se déroulent selon les mêmes protocoles que ceux suivis lors de la

première phase expérimentale.

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73

3.2.8.6 Essais de durabilité

Les résistances à l’écaillage et au gel-dégel ont à nouveau été évaluées. Cependant,

dans ces phases expérimentales, deux cures ont été comparées : la cure préconisée dans la

norme ASTM C330 et la cure modifiée décrite précédemment. Les modalités des cures sont

décrites dans le tableau 3-19.

Tableau 3-19: Modalités de cure des éprouvettes destinées aux essais de durabilité au gel au

cours des phases expérimentales P4 et P5

Mélange Essais Cure

T13L

Gel-dégel

Modifiée 3 jours de cure

humide

4 jours dans une

bâche

7 jours de

séchage

ASTM C330 14 jours de cure

humide

14 jours de

séchage

24 h

d’immersion

dans l’eau

Écaillage

Modifiée 3 jours de cure

humide

4 jours dans une

bâche

21 jours de

séchage

ASTM C330 14 jours de cure humide 14 jours de

séchage

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74

Chapitre 4. Résultats et analyses

Le programme expérimental de ce projet a donné lieu à l’obtention d’un large

éventail de données qui peuvent être regroupées selon quatre axes principaux : les

propriétés du béton frais, les propriétés mécaniques, le risque de fissuration et la durabilité.

Les résultats des cinq phases expérimentales vont être regroupés et analysés dans les quatre

sections du présent chapitre.

4.1 Propriétés du béton frais

Les mesures d’affaissement, de masse volumique et de teneur en air pour toutes les

gâchées fabriquées sont présentées en détail dans l’annexe A. De manière générale, la

quasi-totalité des mélanges rencontre les différentes exigences fixées qui sont rappelées

dans le tableau 4-1.

Tableau 4-1: Caractéristiques des mélanges de référence du MTQ

Mélanges Type V Type XIII

Résistance en compression à 28 jours (MPa) 35 50

Rapport eau/liant (E/L) 0,45 0,34 à 0,38

Affaissement (mm) 80 ± 20 170 ± 30

Teneur en air (%) 5-8 5-8

Les quelques résultats qui se situent hors de ces limites seront évoqués dans les

prochains paragraphes. Cela concerne uniquement une teneur en air un peu plus élevée pour

les mélanges T13L de la phase expérimentale P3.

Mesure de teneur en air

Pour les phases P1 et P3, les mesures de teneur en air ont été effectuées avec la

méthode pressiométrique. Pour la phase P2, la méthode volumétrique a été suivie.

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75

Pour les phases P4 et P5, les mesures de teneur en air ont été effectuées selon trois

méthodes :

- un airmètre pressiomètrique (ASTM C231);

- un airmètre volumétrique (ASTM C173) ;

- des essais sur le béton durci (ASTM C457-06) (voir annexe J).

Les résultats de ces trois essais pour les phases P4 et P5 sont résumés dans le tableau

4-2.

Tableau 4-2 : Résultats des mesures de teneur en air des phases P4 et P5

Méthodes Teneur en air (%)

P4 P5

Pressiométrique 8,4 6,0

Volumétrique 7,50 5,25

Béton durci ( ̅) 6,2 6,4

On remarque que les valeurs de teneur en air mesurées sur béton durci sont très

proches pour les deux phases. Cependant, d’une phase à l’autre, les résultats des essais

pressiométrique et volumétrique varient. Cela pose la question de la fiabilité des mesures

de teneur en air avec ces deux méthodes pour des bétons légers fabriqués avec des granulats

très poreux.

Quoi qu’il en soit, les résultats obtenus sur béton durci démontrent que les critères de

durabilité quant à la teneur en air sont aisément rencontrés pour les matériaux utilisés.

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76

4.2 Propriétés mécaniques

Les résultats des essais de détermination des propriétés mécaniques (résistance en

compression, module élastique et résistance en fendage) réalisés à quatre échéances (1, 3, 7

et 28 jours) sont détaillés dans les annexes B, C et D. Dans cette section, on ne présente que

les résultats à 28 jours pour les deux cures mises en œuvre. Chaque valeur rapportée

correspond à la moyenne des résultats de trois cylindres.

4.2.1 Résistance en compression

4.2.1.1 Résultats

Les résultats des essais de détermination de la résistance en compression à 28 jours

sont présentés dans la figure 4-1.

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77

a) fc à 28 j – cure à 100 % HR

b) fc à 28 j – cure à 50 % HR à partir de 3 j

Figure 4-1: Résultats à 28 jours des essais de détermination de la résistance en

compression. La figure 4-1 a) illustre les résultats des éprouvettes ayant subi une cure de 28

jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La figure 4-1 b) expose les

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78

résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et 50 % HR) de 25 jours qui

faisait suite à 3 jours de cure humide.

A l’exception de ceux de la phase expérimentale P3, tous les mélanges T13L

fabriqués ont une résistance en compression supérieure à la limite minimale fixée, soit 35

MPa. La particularité du mélange T13L de la phase P3 a pour origine une teneur en air trop

élevée, puisqu’elle avoisine les 11 %. Un très léger surdosage de l’agent entraineur d’air

peut expliquer une telle valeur.

Les mélanges T5L atteignent presque tous également la limite de 35 MPa, à

l’exception du mélange de la phase P1 en cure humide dont la résistance en compression à

28 jours est de 34 MPa.

La différence entre les résistances des mélanges T5N et T13N est plus importante que

celle entre les mélanges T5L et T13L : elle tourne autour de 10 MPa pour les bétons usuels

contre 5 MPa pour les bétons légers.

En portant une attention particulière aux mélanges T13L des phases P4 et P5, il est

important de noter que la différence de résistance en compression est très faible, environ 2

MPa. Or, les teneurs en eau des GL au moment de fabriquer ces mélanges étaient

respectivement de 26,9 % et de 15,4 % pour les phases P4 et P5.

4.2.1.2 Analyse

Influence de la teneur en air

Bien qu’une relation entre la résistance en compression d’un béton et sa composition

soit loin d’être triviale à formuler, cela reste possible si l’on se base sur des modèles

simples. Par exemple, de Larrard [DEL, 1999] met en évidence la relation suivante, basée

sur l’équation de Féret :

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79

(éq. 4.1.)

avec, les volumes respectivement de ciment, d’eau et d’air et fc la résistance en

compression ultime du mélange.

Dans le cas présent, cette équation va être utilisée pour mettre en évidence l’impact

d’une teneur en air plus élevée sur la résistance en compression. Ceci a pour objectif de

trouver l’origine de la résistance en compression plus faible mesurée pour le mélange T13L

de la phase P3. Pour ce faire, le mélange T13L de la phase P1 est pris comme référence afin

d’ajuster l’équation de de Larrard, ce qui donne :

(éq. 4.2.)

Dès lors, en prenant en compte les volumes correspondant au mélange de la phase P3

avec cette dernière équation et une teneur en air de 11 %, on obtient une résistance en

compression de 32 MPa. La valeur mesurée étant de 29 MPa, l’estimation n’est pas

mauvaise. L’idée ici est seulement de mettre en évidence des tendances générales. En effet,

si on effectue une nouvelle estimation, toujours avec les volumes de la phase P3, mais cette

fois-ci en supposant que la teneur en air soit de 6,5 %, on obtient une résistance en

compression de 38 MPa, valeur très proche de la valeur mesurée pour la phase P1. Ainsi, la

faible valeur de résistance en compression mesurée pour la phase P3 semble bien être la

conséquence de la teneur en air de 11 %.

Différence entre les mélanges type 5 et type 13

Sachant que les mélanges type 5 et type 13 se distinguent en particulier par leur

rapport E/L, respectivement de 0,45 et de 0,35, une différence de résistance en compression

est logiquement attendue. Le point sur lequel il est intéressant de se concentrer est

l’ampleur de cet écart. En effet, on constate qu’il est plus faible pour les bétons légers que

pour les bétons usuels. Deux raisons peuvent être invoquées pour expliquer ce résultat.

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80

La première concerne le rapport E/L effectif des mélanges de béton léger. En effet,

l’estimation de la quantité d’eau en provenance des granulats légers est une des clés pour la

maitrise de la formulation des bétons légers. Cette question sera notamment plus

amplement détaillée dans la sous-section 4.2.4 du présent mémoire. Quoi qu’il en soit, il

n’est pas impossible que les rapports E/L effectifs des mélanges types 5 et 13 légers

diffèrent des valeurs de conception (0,45 et 0,35).

Par ailleurs, on peut supposer que les résistances mécaniques (compression,

cisaillement) des GL sont faibles. Ainsi les résistances en compression des bétons légers

pourraient être limitées par les propriétés des GL. Notamment, pour un rapport E/L faible

(inférieur à 0,35 environ), une réduction de celui-ci aurait un impact moins prononcé que

pour un béton usuel.

Influence de la teneur en eau des GL

Les phases expérimentales P4 et P5 présentent un intérêt particulier dans l’analyse,

puisqu’elles mettent en jeu deux mélanges T13L fabriqués avec des GL dont les teneurs en

eau sont très éloignées : 26,9 % pour la phase P4, valeur qui caractérise un état de

saturation totale des GL de l’étude, et 15,4 % pour la phase P5, valeur qui semble la plus

raisonnable pour une application pratique. Or, cette différence ne semble pas avoir d’impact

significatif sur la résistance en compression à 28 jours. En effet, on observe sur les figures

4-1 a) et b) une différence autour de 2 MPa entre les résistances de ces deux mélanges. En

outre, selon la cure, le mélange qui a la plus grande résistance est différent. On peut donc

considérer que les résistances en compression sont globalement équivalentes.

De fait, la première conclusion qui pourrait être formulée serait que malgré des

teneurs en eau très différentes, l’estimation des quantités d’eau en provenance des GL dans

les deux mélanges était juste. On doit toutefois conserver à l’esprit la possibilité que les GL

pourraient avoir un caractère limitant dans la résistance en compression des bétons légers,

atténuant l’effet potentiel d’une erreur sur le calcul de la quantité d’eau apportée au

mélange par les granulats.

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81

4.2.2 Résistance à la traction

4.2.2.1 Résultats

Les résultats des essais de détermination de la résistance en compression à 28 jours

sont présentés dans la figure 4-2.

a) ft à 28 j – cure à 100 % HR

b) ft à 28 j – cure à 50 % HR à partir de 3 j

Figure 4-2: Résultats à 28 jours des essais de détermination de la résistance en traction

(essai de fendage brésilien). La figure 4-2 a) illustre les résultats des éprouvettes ayant subi

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82

une cure de 28 jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La figure 4-2 b)

expose les résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et 50 % HR) de 25

jours qui faisait suit à 3 jours de cure humide.

4.2.2.2 Analyse

Observations générales

A la lumière des figures 4-2 a) et b), des observations similaires à celles effectuées

pour les résistances en compression peuvent être effectuées. C'est pourquoi il ne sera fait ici

état que des remarques qui sont spécifiques aux résultats de résistance en traction par

fendage brésilien.

Que ce soit pour les bétons usuels ou les bétons légers, les mélanges présentent

généralement des résistances plus élevées avec une cure humide. D’autre part, il convient

de noter que d’une manière globale, la différence entre les résistances des bétons légers et

des bétons usuels est moins marquée que pour les résistances en compression : par rapport

aux bétons de référence, les bétons légers montrent une résistance en traction inférieure de

l’ordre de 5 à 10% alors que la résistance en compression est plus faible d’environ 10 à

20%.

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83

4.2.3 Module élastique

4.2.3.1 Résultats

Les résultats des essais de détermination du module élastique à 28 jours sont

présentés dans la figure 4-3.

a) E à 28 j – 100 % HR

b) E à 28 j – 50 % HR à partir de 3 j

Figure 4-3: Résultats des mesures de modules élastiques à 28 jours pour l’ensemble des

mélanges fabriqués en laboratoire. La figure 4-3 a) illustre les résultats des éprouvettes

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84

ayant subi une cure de 28 jours dans des conditions humides : 23 °C et 100 % HR. La

figure 4-3 b) expose les résultats des éprouvettes ayant subi une cure sèche (23 °C et 50 %

HR de 25 jours qui faisait suit à 3 jours de cure humide.

4.2.3.2 Analyse

Observations générales

Les résultats obtenus mettent en évidence l’atteinte de valeurs du module élastique

plus faibles de presque un tiers pour les mélanges de béton léger par rapport aux mélanges

de béton usuel. Ce constat est logique, compte tenu du module élastique beaucoup plus

faible des GL par rapport à celui des granulats de calcaire. Les valeurs rapportées dans la

documentation scientifique sont de l’ordre de 80 GPa pour les granulats de calcaire alors

qu’elles se situent plutôt autour de 18 GPa pour les granulats légers en schiste expansé

(valeurs maximales) [ARN, 1986; ALE, 2005].

De plus, si l’on s’attarde une nouvelle fois sur les mélanges des phases P4 et P5, il est

pertinent de remarquer que contrairement aux résistances en compression, les modules

élastiques sont bien distincts. Prenons le cas d’une cure humide, le module élastique pour la

phase P4 est de 24 GPa, alors que celui de la phase P5 est de 27 GPa. Cette différence plus

marquée pour les modules peut constituer un indice sur un rapport E/L effectif différent.

L’analyse à cet égard est approfondie dans ce qui suit.

Modèle d’Arnould et Virlogeux

Pour parvenir à l’estimation du rapport E/L effectif des mélanges de béton léger

fabriqués, un outil doit être introduit. Cet outil est en fait un modèle, imaginé par Arnould

et Virlogeux [ARN, 1986], qui représente d’une manière simple le béton en deux phases :

un gros granulat entouré par du mortier. L’étude de l’impact de l’ITZ, qui pourrait

constituer une troisième phase, est présenté dans l’annexe F. Le schéma introduit à la figure

4-4 en illustre les paramètres principaux.

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85

Figure 4-4: Représentation du maillage élémentaire du modèle d’Arnould et Virlogeux

[ARN, 1986]

Le gros granulat est donc représenté par un cube (a x a x a) enrobé dans un cube de

mortier (b x b x b). Pour les estimations qui vont suivre, le paramètre b a été arbitrairement

fixé à 1 cm. Le paramètre a se calcule par analogie avec les proportions de gros granulats

des mélanges, soit :

( ⁄ )

⁄ (éq. 4.3.)

avec le volume occupé par les granulats, exprimé en L/m3.

Pour faire l’étude de la déformabilité du mélange ainsi schématisé, un effort de

compression N, uniformément réparti, est appliqué selon une des trois directions

privilégiées du modèle. De plus, la déformation est supposée uniforme.

Dans les parties supérieures et inférieures, constituées de mortier, on a donc :

(éq. 4.4.)

avec le module élastique du mortier.

Gros granulat

Mortier

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86

Dans la partie médiane, les contraintes de compression sont données par :

- mortier : ; (éq. 4.5.)

- granulat : ; (éq. 4.6.)

où est le module des granulats.

Dès lors, on en déduit la déformation de la partie médiane :

(éq. 4.7.)

Ainsi, on obtient le raccourcissement de l’ensemble :

(éq. 4.8.)

Or, ce raccourcissement est lié au module élastique du béton par :

(éq. 4.9.)

Donc, on en conclut l’expression du module élastique du béton en fonction de ceux des

granulats et du mortier :

( )

(éq. 4.10.)

Cependant, dans le cadre de cette étude, l’idée est d’estimer le module élastique du mortier

de chaque mélange fabriqué, à partir des modules élastiques mesurés des bétons et de

l’estimation des modules élastiques des granulats. C'est pourquoi l’expression utilisée est

plutôt la suivante :

(

)

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87

(éq. 4.11.)

Finalement, les valeurs estimées des modules élastiques des mortiers de chaque

mélange sont les racines positives de ce polynôme en .

Avant de fournir les résultats des estimations des modules élastiques des mortiers, on

présente ci-après un développement des étapes suivies pour faciliter la compréhension.

- Étape 1 :

Elle consiste en une première approximation, celle des modules élastiques des granulats. Le

manuel Lightweight Concrete [CEP, 1977] donne une évaluation du module élastique des

granulats ( ) en fonction de la masse volumique( ) :

(éq. 4.12.)

Dans le cadre de ce projet, on obtient donc les valeurs présentées dans le tableau 4-3.

Tableau 4-3: Estimations des modules élastiques des granulats avec le modèle d’Arnould et

Virlogeux

Granulats

Calcaire GL

Étape 1 Masse volumique (t/m

3)

* 2,67 1,45

Module élastique (GPa) 57,0 16,8 * : masse volumique relative brute

- Étape 2 :

Il s’agit de la dernière opération. En effet, il ne reste plus qu’à remplacer les valeurs de

estimées ci-dessus, puis de remplacer pour chaque mélange les valeurs mesurées du module

élastique. On en déduit alors une estimation du module élastique du mortier pour chaque

mélange fabriqué. Les valeurs obtenues sont regroupées dans le tableau 4-4.

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88

Tableau 4-4: Estimation des modules élastiques des mortiers à partir du modèle d’Arnould

et Virlogeux

Les résultats seront exploités plus en détail dans la section suivante, avec au final

l’estimation du rapport E/L effectif de chaque mélange.

Auparavant, quelques observations méritent d’être mentionnées.

Si l’on se concentre sur la phase P1, on s’aperçoit que les modules élastiques des

mélanges de béton léger sont très proches de ceux des bétons ordinaires pour un même

type. Ainsi, malgré la simplicité du modèle, les résultats apparaissent raisonnables. De plus,

ils tendent à montrer que les quantités d’eau « relâchées » par les GL ont été assez bien

estimées. Par conséquent, les hypothèses suivies lors de la phase P1 pour estimer les

valeurs MAD des mélanges de béton léger semblent pertinentes.

Dans la logique des résultats des propriétés mécaniques des mélanges de la phase P3

et pour les mêmes raisons que celles invoquées précédemment, les résultats de la phase P3

ne permettent pas de dégager des tendances générales. Malgré cela, on peut noter que les

valeurs des mélanges T5L et T13N sont assez proches de celles de la phase P1, avec un

écart maximal de 1,4 GPa pour l’estimation du module élastique du mortier.

Les phases expérimentales P4 et P5 amènent des résultats d’autant plus intéressants

qu’ils n’ont pas été perturbés par des problèmes de cure, ni de teneur en air. Or, lorsqu’on

passe des bétons aux mortiers, on remarque une augmentation de la différence entre les

valeurs de ces deux phases. D’un écart de 2,7 GPa pour les modules élastiques des bétons,

Phase exp. Mélange mesuré (GPa) Estimé (GPa)

1

T5N 33,9 25,0

T5L 22,9 26,0

T13N 37,7 29,9

T13L 25,9 30,8

3

T5N 31,4 22,3

T5L 22,0 24,6

T13N 36,8 28,6

T13L 23,5 26,8

4 T13L 23,8 27,4

5 T13L 26,5 31,8

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89

on obtient un écart de 4,4 GPa pour les modules élastiques estimés de leurs mortiers. De

cette tendance, on serait amené à conclure que les rapports E/L effectifs des mélanges de

ces deux phases sont différents. Or cette différence traduirait une erreur dans l’hypothèse

formulée pour estimer la quantité MAD des ces mélanges, en particulier lors de la phase P4,

pour laquelle la teneur en eau des GL était de 27 %.

La poursuite de ce raisonnement passe par l’évaluation du rapport E/L effectif des

mélanges, développée dans la sous-section 4.2.4 qui suit.

4.2.4 Étude sur le rapport E/L effectif

La capacité d’estimer le rapport E/L effectif des mélanges fabriqués lors de ce projet

constitue un élément clé dans la compréhension d’un des phénomènes les moins maitrisés

de la fabrication des bétons légers, à savoir les mouvements d’eau en provenance des GL.

Pour entreprendre cette estimation, deux approches sont privilégiées ; l’analyse, d’une part

des modules élastiques des bétons fabriqués et, d’autre part, de leurs masses volumiques.

4.2.4.1 Analyse sur la base des modules élastiques du béton

Développement de l’approche

A partir du modèle d’Arnould et Virlogeux, les modules élastiques des mortiers de

chaque béton fabriqué ont été estimés (section 4.2.3.2). L’étape suivante consiste à déduire

de ces modules élastiques le rapport E/L effectif. Pour ce faire, une série de mortiers

couvrant un éventail de rapports E/L allant de 0,30 à 0,50 ont été fabriqués avec le même

ciment. Les résultats de la mesure de leurs modules élastiques après 28 jours de cure

humide sont présentés dans le tableau 4-5 (résultats détaillés dans l’annexe D).

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90

Tableau 4-5: Résultats des mesures des modules élastiques des mortiers fabriqués avec

différents rapports E/L

Comme l’illustre la figure 4-5, on constate que dans l’intervalle étudié, il existe une

relation linéaire entre le rapport E/L et le module élastique des mortiers.

Figure 4-5: Évolution du module élastique des mortiers en fonction du rapport E/L

Sur la base de ces résultats, l’équation qui relie le module élastique du mortier au

rapport E/L peut être exprimée ainsi :

(éq. 4.13.)

avec en GPa.

Ici, cette équation sera réorganisée puisque l’objectif final est l’estimation du rapport

E/L effectif, soit :

y = -74,46x + 61,01

R² = 0,990

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0,25 0,35 0,45 0,55

Em

(GP

a)

Rapport E/L

Module élastique des mortiers

E/L 0,30 0,32 0,40 0,45 0,50

(GPa) 39,5 36,3 31,3 27,3 24,0

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91

(éq. 4.14.)

En outre, avant de l’appliquer, il est possible de revenir sur les calculs effectués avec

le modèle d’Arnould et Virlogeux. En effet, la formule d’estimation du module élastique

des granulats peut être ajustée de manière à obtenir un rapport E/L effectif de 0,35 pour le

mélange T13N de la phase P1, mélange pris comme référence. Le raisonnement est le

suivant :

(éq. 4.15.)

Dès lors, on en déduit une nouvelle expression pour l’estimation du module élastique

des granulats, de manière à retrouver ce résultat:

(éq. 4.16.)

De fait, il est nécessaire de recommencer la première étape de l’application du

modèle d’Arnould et Virlogeux. On raisonnera désormais avec les valeurs de module

élastique des granulats présentées dans le tableau 4-6.

Tableau 4-6: Ajustement de l’étape 1 de l’utilisation du modèle d’Arnould et Virlogeux -

estimation du module élastique des granulats

Granulats

Calcaire GL

Étape 1 Masse volumique (t/m

3)

* 2,67 1,45

Module élastique (GPa) 43,8 12,9

* : masse volumique relative brute

On remarque que les nouvelles valeurs obtenues pour les estimations des modules

élastiques des granulats sont plus faibles que celles initialement trouvées. De plus, ces

valeurs sont également plus faibles que celles évoquées dans l’analyse des résultats de

détermination des propriétés mécaniques. Cependant, elles se situent toujours dans la plage

de valeurs généralement rapportées pour ces deux types de granulats. En effet, ces plages

de valeurs sont :

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92

- de 3 à 84 GPa pour des granulats calcaires en provenance des États-Unis [ALE,

2005] ;

- de 5 à 20 GPa pour des granulats de schiste expansé (Intervalle le plus couramment

mentionné, mais non exhaustif) [ARN, 1986].

A partir de ces nouvelles valeurs, on réévalue les modules élastiques des mortiers

fabriqués. Les nouvelles valeurs sont présentées dans le tableau 4-7.

Tableau 4-7: Estimation comparative des modules élastiques des mortiers avec le modèle

d’Arnould et Virlogeux

Désormais, tous les outils sont disponibles pour conclure sur les rapports E/L effectifs

des mélanges, dont les valeurs sont présentées dans le tableau 4-8.

Phase exp. Mélange mesuré (GPa)

Estimé (GPa)

(1ère

estimation)

Estimé (GPa)

(2ème

estimation)

1

T5N 33,9 25,0 29,5

T5L 22,9 26,0 28,2

T13N 37,7 29,9 34,9

T13L 25,9 30,8 33,2

3

T5N 31,4 22,3 26,3

T5L 22,0 24,6 26,8

T13N 36,8 28,6 33,6

T13L 23,5 26,8 28,9

4 T13L 23,8 27,4 29,6

5 T13L 26,5 31,8 34,3

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93

Tableau 4-8: Estimation des rapports E/L effectifs des mortiers à partir du modèle

d’Arnould et Virlogeux

Observations

Avant d’analyser les résultats obtenus, il convient de rappeler qu’ils découlent d’une

part d’un modèle simple, et d’autre part de plusieurs hypothèses. Dès lors, plus que les

valeurs en elles-mêmes, ce sont préférablement les tendances qui vont être commentées.

En particulier, il est intéressant de se concentrer sur les phases expérimentales P4 et

P5. Malgré une teneur en eau des GL volontairement très différente au moment de

fabriquer les mélanges, le but était de produire deux bétons légers avec des propriétés

identiques. Somme toute, l’approche « Holm » étudiée dans le cadre de ce projet en

constitue la clé de voûte. En effet, au moment de la formulation, l’estimation de la quantité

d’eau qui sera fournie par les GL a des conséquences importantes sur les quantités de

chaque composant. Dès lors, selon les phénomènes qui se produisent en réalité au cours du

malaxage et pendant le durcissement du béton, les bétons peuvent être radicalement

différents si les hypothèses sont invalides. L’impact d’une hypothèse inappropriée sur le

paramètre MAD est développé dans l’annexe E.

Or, si l’on observe les résultats obtenus avec cette approche, on constate que le

rapport E/L effectif de ces deux mélanges est significativement différent : 0,42 contre 0,36

Phase

exp.

MT des GL

(% masse)

MAD

(hypothèse de

la formulation)

(% masse)

Mélange E/L

conception

Estimé

(GPa)

E/L

effectif

estimé

MAD

estimé

1

T5N 0,45

29,5 0,42

15,1 6,3 T5L 28,2 0,44 5,6

T13N 0,35

34,4 0,35

13,2 4,4 T13L 33,2 0,37 6

3

T5N 0,45

26,3 0,47

21,6 3,2 T5L 26,8 0,46 4,1

T13N

0,35

33,6 0,37

20,2 3,0 T13L 28,9 0,43 10,4

4 26,9 4,0 T13L 29,6 0,42 10,8

5 15,4 3,4 T13L 34,3 0,36 4

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94

pour les phases P4 et P5. Cette tendance semble donc montrer que l’hypothèse sur la

quantité MAD formulée au moment de fabriquer le mélange T13l de la phase P4 ne serait

pas vérifiée. Elle aurait en effet sous-estimé la quantité d’eau relâchée par les GL et qui

serait intervenue dans le rapport E/L. En ajustant la valeur MAD pour retrouver le rapport

E/L estimé, on obtient en effet une valeur de 10,8 au lieu de 4,0 pour la phase P4 et de 4,0

au lieu de 3,4 pour la phase P5. Ainsi, pour des teneurs en eau très élevées, l’approche

« Holm » semble montrer des limites.

Ce constat se retrouve dans l’approche effectuée à partir des masses volumiques qui

va être développée juste après, dans la section 4.2.4.2.

4.2.4.2 Analyse sur la base de la masse volumique du béton frais

Description de l’approche

Pour compléter l’analyse effectuée à partir des modules élastiques des bétons, une

étude sur la masse volumique a également été réalisée.

A partir des quantités pesées avant chaque gâchée, il est possible de calculer la masse

volumique théorique du béton frais. Cependant, il est tout de même nécessaire d’effectuer

une hypothèse sur deux paramètres :

- la teneur en air du mélange;

- la quantité d’eau en provenance des GL et devant être comptée dans le rapport

E/L (MAD).

Dans un premier temps, la teneur en air prise en compte était la mesure volumétrique

effectuée après le malaxage. D’autre part, la quantité MAD prise en compte suivait

l’hypothèse de la formulation effectuée pour chaque mélange. Les résultats des masses

volumiques ainsi calculées sont présentés dans l’annexe A.

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95

Développement de l’approche

Pour la suite, seule l’analyse des phases P4 et P5 est présentée. L’objectif principal

est de vérifier si l’approche « Holm » est valide pour des teneurs en eau de GL très élevées.

Pour affiner cette analyse, les teneurs en air prises en compte ne seront pas celles mesurées

sur béton frais. En effet, on considère plutôt le résultat des mesures des réseaux de bulles

d’air sur le béton durci (les résultats complets sont présentés dans l’annexe K).

Une fois la valeur théorique de la masse volumique calculée, elle est comparée à la

masse volumique mesurée sur le béton frais après le malaxage.

La présente approche consiste à ajuster la quantité MAD pour réconcilier les deux

valeurs de masse volumique. Les étapes sont présentées dans le tableau 4-9.

Tableau 4-9 : Résultats de l’analyse sur les masses volumiques

Étant donné que la précision des mesures de masse volumique n’est pas connue, les

principales informations qui ressortent de cette analyse sont les tendances opposées

constatées dans les deux phases expérimentales. Pour la phase P4, on relève que

l’hypothèse initiale de la quantité MAD sous-estimerait la réelle quantité d’eau qui est

fournie par les granulats légers et qui interviendrait dans le rapport E/L. En effet, au lieu de

4,0 % de la masse des GL, elle s’élèverait à 11,3 % si l’on considère la moyenne des trois

gâchées. Dans la phase P5, une tendance inverse est observée : 1,1 % au lieu de 3,4 %.

Phase

exp.

MT des GL

(% masse)

MAD

hyp. form.

(% masse)

Teneur

en air

(%)

ρmes, lab

(kg/m3)

ρcal.

(kg/m3)

MAD

ajusté

(% masse)

Ajustement

de MAD

(moyenne)

E/L

effectif

4 26,9 4,0 6,4

1989

1974

1968

2045

9,9

11,6

12,3 +7,3

0,411

0,428

0,435

5 15,4 3,4 6,2

1981

2009

1992

1975

1,8

0

1,6 -2,3

0,335

0,315

0,333

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96

Les essais de détermination des propriétés mécaniques ayant été effectués sur des

éprouvettes de la gâchée n° 2, les commentaires sont effectués sur le rapport E/L effectif de

cette gâchée pour chaque phase. De cette façon, les résultats des deux approches peuvent

être comparés avec plus de fiabilité. Ainsi, pour la phase P4, on retrouve un rapport E/L

effectif de 0,43, très proche de celui estimé dans la précédente analyse (0,42). Pour la phase

P5, on arrive à un rapport E/L de 0,31, alors que celui estimé précédemment était de 0,36.

Quoiqu’il en soit, pour la phase P5, la masse volumique mesurée pour la gâchée n° 2 est

plus élevée que pour les deux autres gâchées. On pourrait donc supposer que le rapport E/L

serait plutôt de l’ordre de 0,33.

Observations

Finalement, l’information qui émane de cette approche rejoint les observations tirées

de l’analyse basée sur les modules élastiques : la quantité d’eau en provenance des GL a

probablement été sous-estimée dans le cas de la phase P4, c'est-à-dire pour une teneur en

eau des GL de 26,9 %. Toutefois, les valeurs numériques ne doivent pas être considérées de

façon stricte, du fait de la précision incertaine de la mesure de la masse volumique.

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97

4.3 Risque de fissuration due au retrait de séchage

4.3.1 Retrait de séchage

4.3.1.1 Résultats

Les valeurs de retrait correspondent pour chaque mélange à la moyenne des résultats

de trois prismes. De plus, il est important de noter que toutes les courbes de retrait sont des

courbes de tendance basées toutes sur la même équation :

(éq. 4.17.)

Avec, R, l’estimation du retrait (en µm/m), j la durée de séchage (en jour) et mi, i ϵ [0;2]

des constantes propres à chaque mélange.

Ce modèle choisi pour tracer les courbes de tendance est similaire à celui utilisé pour

prédire le retrait de séchage et que l’on retrouve dans la documentation scientifique [ACI

209, 1992].

Les résultats des essais de détermination du retrait de séchage effectués au cours des

quatre phases expérimentales en laboratoire sont présentés sur les graphiques des figures

4-6 à 4-11. Pour les phases P1 (figure 4-6) et P3 (figure 4-7), trois graphiques sont

présentés par phase. Ils mettent en évidence le retrait de séchage sur les 50 premiers jours,

le retrait de séchage sur la durée totale de suivi et l’évolution des pertes de masse

correspondantes. De plus, pour la phase P3, les résultats des prismes partiellement et

complètement scellés sont également illustrés (figure 4-8 et 4-9).

Les résultats de retrait et de perte de masse des phases P4 et P5 sont regroupés dans

les deux graphiques de la figure 4-10.

Finalement, la figure 4-11 regroupe les résultats des mélanges T13L pour l’ensemble

du programme expérimental.

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98

a) Retrait de séchage des éprouvettes de la phase P1 – 50 jours

b) Retrait de séchage sur l’ensemble de la période de suivi c) Perte de masse des éprouvettes

Figure 4-6 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges de la

phase expérimentale P1

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 10 20 30 40 50

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P1 - 50 jours

T5N

T5L

T13N

T13L

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 100 200 300 400

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P1

T5N

T5L

T13N

T13L

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 100 200 300 400

Pe

rte

de

ma

sse

(%

ma

sse

)

Age (jours)

Perte de masse - P1

T5L

T13N

T13L

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99

a) Retrait de séchage des éprouvettes de la phase P3 – 50 j

b) Retrait de séchage sur l’ensemble de la période de suivi c) Perte de masse des éprouvettes

Figure 4-7 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges de la

phase expérimentale P3

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 10 20 30 40 50

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P3 - 50 jours

T5N

T5L

T13N

T13L

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 50 100 150 200

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P3 - non scellé

T5N

T5L

T13N

T13L

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 50 100 150 200

Pe

rte

de

ma

sse

(%

ma

sse

)

Age (jours)

Perte de masse - P3 - non scellé

T5N

T5L

T13N

T13L

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100

a) Retrait de séchage b) Perte de masse

Figure 4-8 : Évolution du retrait de séchage (a) et de la perte de masse (b) pour les

mélanges de la phase expérimentale P3, pour les prismes partiellement scellés

a) Retrait de séchage b) Perte de masse

Figure 4-9 : Évolution du retrait de séchage (a) et de la perte de masse (b) pour les

mélanges de la phase expérimentale P3, pour les prismes complètement scellés

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 50 100 150 200

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P3 - PS

T5N

T5L

T13N

T13L

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 50 100 150 200

Pe

rte

de

ma

sse

(%

ma

sse

)

Age (jours)

Perte de masse - P3 - PS

T5N

T5L

T13N

T13L

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

0 50 100 150 200

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P3 - CS

T5L

T13L

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 50 100 150 200

Pe

rte

de

ma

sse

(%

ma

sse

)

Age (jours)

Perte de masse - P3 - CS

T5L

T13L

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101

a) Retrait de séchage b) Perte de masse

Figure 4-10 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges des

phases P4 et P5.

a) Retrait de séchage b) Perte de masse

Figure 4-11 : Évolution du retrait de séchage et de la perte de masse pour les mélanges

T13L sur l’ensemble des phases expérimentales

4.3.1.2 Analyse

Une des premières constatations lors de l’observation de ces résultats concerne la

valeur finale du retrait de séchage des différents mélanges. Comme on pouvait s’y attendre,

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 20 40 60 80 100 120

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - P4 et P5

T13L P4

T13L P5

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 20 40 60 80 100 120

Pe

rte

de

ma

ss

e (%

ma

ss

e)

Age (jours)

Perte de masse - P4 et P5

T13L P4

T13L P5

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 50 100 150 200

Re

tra

it d

e s

éch

ag

e (µ

m/m

)

Age (jours)

Retrait de séchage - T13L - Toutes phases

T13N P3

T13L P1

T13L P3

T13L P4

T13L P5

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 50 100 150 200

Pe

rte

de

ma

ss

e (%

ma

ss

e)

Age (jours)

Perte de masse - T13L - Toutes phases

T13N P3

T13L P4

T13L P5

T13L P1

T13L P3

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102

le retrait est plus marqué pour les bétons légers. La cause principale est le module élastique

plus faible des granulats légers. La déformabilité des GL étant plus importante, ils opposent

une résistance moindre au retrait de la pâte comparativement aux granulats usuels.

Un autre point qui ressort concerne le rôle de réservoirs d’eau que semblent jouer les

GL. En effet, une des causes principales du retrait de séchage est l’évaporation d’une partie

de l’eau libre de la pâte de ciment durcie. Or, dans le cas des bétons légers, une partie de

l’eau absorbée dans les granulats peut migrer vers la porosité de la pâte. Ainsi, la quantité

d’eau présente dans la pâte diminue plus lentement que dans le cas d’un béton usuel, ce qui

explique la cinétique plus lente du retrait.[ARN, 1986] Ce phénomène est également

frappant quand on observe les résultats de la phase P3 pour les prismes partiellement

scellés (figure 4-8).

La comparaison du retrait libre de séchage des mélanges T13L des quatre phases

expérimentales permet de comparer des mélanges de béton léger dont seul un paramètre est

modifié, à savoir la teneur en eau des GL. Cette dernière se situe dans un éventail de

valeurs allant de 13,2 % à 26,9 %. A la lecture des résultats, on constate que les

déformations de retrait à long terme ne présentent pas des écarts considérables. Toutefois,

on peut observer que les prismes des mélanges fabriqués avec des granulats légers ayant

une forte teneur en eau (P3 et P4) subissent un retrait un peu plus marqué que celui des

mélanges des phases P1 et P5.

Enfin, lorsqu’on étudie les résultats des prismes complètement scellés, on remarque

dans un premier temps que la perte de masse n’est pas nulle, ce qui traduit une imperfection

dans le scellement. Quant aux déformations enregistrées, elles sont faibles, ne dépassant

pas 80 µm/m. On observe que les valeurs fluctuent beaucoup et une courbe de tendance

n’apparait pas pertinente. C’est pourquoi aucune courbe de tendance n’a été tracée.

Quoiqu’il en soit, les valeurs de retrait mesurées traduisent un faible retrait endogène des

bétons légers.

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103

4.3.1 Coefficient de fluage

4.3.1.1 Résultats

La figure 4-12 présente les résultats des essais de fluage en flexion réalisés au cours

des phases expérimentales P3, P4 et P5. De plus, on y retrouve les résultats de trois phases

regroupés sur un graphique pour le mélange T13L.

a) Phase P3 b) Phases P4 et P5

c) T13L – P3, P4 et P5 ; T13N – P3

Figure 4-12 : Évolution du coefficient de fluage en flexion pour les poutrelles fabriquées

avec les mélanges des phases expérimentales P3, P4 et P5

0

1

2

3

4

5

6

7

0 50 100 150

Ø

Age (jours)

Coefficient de fluage - P3

T5N

T5L

T13N

T13L

0

1

2

3

4

5

6

7

0 50 100 150

Ø

Age (jours)

Coefficient de fluage- P4 et P5

T13L P4

T13L P5

0

1

2

3

4

5

6

7

0 50 100 150

Ø

Age (jours)

Coefficient de fluage - T13L - P3, P4 et P5

T13N P3

T13L P3

T13L P4

T13L P5

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104

Il est à noter que les courbes de tendance associées aux valeurs mesurées pour chaque

mélange ont toutes été ajustées sur la même équation :

(éq. 4.18.)

Avec, , l’estimation du coefficient de fluage, j la durée de séchage (en jour) et mi, i ϵ

[0;2] des constantes propres à chaque mélange.

On remarque que ce modèle fonctionne très bien, excepté pour le mélange T13L de la

phase P4.

4.3.1.2 Analyse

On remarque que le coefficient de fluage pour les trois mélanges caractérisés lors de

la phase P3 (T5N, T13N et T5L) se situe autour de 3, soit une valeur pouvant être

considérée normale pour du béton sollicité en flexion.

L’analyse des résultats est plus délicate pour le mélange T13L. Si l’on s’attarde sur le

graphique de la figure 4-12 c), on constate que le coefficient de fluage varie de 3,5 à 6,2,

suivant la teneur en eau des GL. Le coefficient de fluage très élevé mesuré pour la phase P3

peut s’expliquer par la teneur en air de 11 %. Quoiqu’il en soit, il semble y avoir un lien

entre la teneur en eau des GL au moment d’effectuer les gâchées et le coefficient de fluage.

Les valeurs élevées du coefficient de fluage dans les mélanges des phases P3 et P4

semblent en effet montrer une influence significative de la teneur en eau des GL à cet

égard.

En résumé, on constate que si l’on modifie significativement la teneur en air ou la

teneur en eau des GL, le coefficient de fluage s’en trouve accentué. Pour conclure sur

l’importance respective des phénomènes, cela nécessiterait cependant des essais

supplémentaires afin de dégager des tendances plus précises.

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105

4.3.2 Anneaux

4.3.2.1 Calcul des contraintes

Dans ce qui suit, on rappelle succinctement le principe de calcul d’un modèle

simplifié dont les résultats ne différent que très peu du modèle exact pour déterminer la

contrainte en traction générée dans le béton. Les détails des calculs des contraintes dans le

béton et dans l’anneau d’acier sont présentés dans les travaux de Modjabi-Sangnier [MOD,

2010].

A nouveau, chaque anneau d’acier est muni de 4 jauges de déformation qui mesurent

la déformation de l’anneau d’acier sous l’effet des contraintes de traction générées dans le

béton (voir figure 4-13).

Figure 4-13- Configuration du dispositif de l’essai de retrait restreint annulaire selon la

norme AASHTO PP-34-99 (R0=139,7 mm; R1=152,4 mm ; R2=228,6 mm; H=152,4 mm)

[MOD, 2010]

R

2 R

1 R

0

H

Jauge de déformation

Anneau d’acier Béton

R2

R1

R0

H

Séchage

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106

Pour satisfaire aux conditions d’équilibre mécanique, d’après la troisième loi de

Newton, on a :

(éq. 4.19.)

avec = la force générée par l’acier sur le béton;

= la force générée par le béton sur l’acier.

(éq. 4.20.)

(éq. 4.21.)

D’où,

, (éq. 4.22.)

Ea = 187739 MPa étant la valeur mesurée du matériau des anneaux utilisés.

Finalement, on peut estimer que la contrainte en traction générée dans le béton est

proportionnelle aux déformations mesurées sur l’anneau d’acier :

(éq. 4.23.)

avec en (µm/m).

4.3.2.2 Résultats

Pour la phase P1 (figure 4-14), deux graphiques sont présentés, regroupant d’un côté

les mélanges type 5 et de l’autre les mélanges type 13. Pour la phase P3, une comparaison

de l’évolution des contraintes dans des anneaux non scellés d’une part, figure 4-15, et

partiellement scellés d’autre part, figure 4-16, est proposée. Enfin, la figure 4-17 montre les

résultats des phases P4 et P5.

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107

Dans chaque graphique, la courbe d’évolution des contraintes est présentée avec

l’évolution de la résistance en traction du mélange considéré. De plus, chaque courbe

représente la moyenne des résultats de deux anneaux.

a) Mélanges T5T et T5L

b) Mélanges T13T et T13L

Figure 4-14: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges de la phase P1

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 7 14 21 28

Co

ntr

ain

te (M

Pa

)

Age (jours)

Type 5

ft T5Tσ T5Tft T5Lσ T5L

Cure à 50 % HR à partir de 3

jours

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 7 14 21 28

Co

ntr

ain

te (M

Pa

)

Age (jours)

Type 13

ft T13T

ft T13L

σ T13T

σ T13L

Cure à 50% HR à partir de 3

jours

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108

Figure 4-15: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges type 13 de la phase P3

Figure 4-16: Comparaison de l’impact d’un scellement partiel sur l’évolution des

contraintes générées dans les anneaux des mélanges T13T et T13L de la phase P3

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 7 14 21 28

Co

ntr

ain

te (M

Pa)

Age (jours)

Type 13 - non scellé

ft T13T

σ T13T NS

ft T13L

σ T13L NS

Cure à 50% HR

à partir de 3 jours

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 7 14 21 28

Co

ntr

ain

te (M

Pa)

Age (jours)

Type 13 - Non scellé vs Part. scellé

σ T13T NS

σ T13T PS

σ T13L NS

σ T13L PS

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109

Figure 4-17: Évolution comparative des contraintes (σ) générées dans les anneaux de retrait

restreint et de la résistance en traction (ft) des mélanges des phases P4 et P5

4.3.2.3 Analyse

De manière générale on constate que les contraintes générées dans les anneaux

constitués de béton léger sont inférieures de plus de la moitié à celles générées dans les

anneaux de béton usuel. Dès lors, une analyse sommaire du risque de fissuration peut

s’effectuer en comparant l’écart entre les courbes d’évolution de la résistance à la traction

et des contraintes de traction générées dans l’anneau pour chaque mélange. On observe que

cet écart est nettement plus marqué pour les bétons légers. Il semble donc que l’utilisation

de GL entraine une diminution du risque de fissuration.

Si l’on se concentre sur les résultats de la phase P3, en particulier ceux concernant les

anneaux partiellement scellés, il est intéressant de noter que les anneaux T13L

partiellement scellés ne voient naître qu’une très faible contrainte de traction, pratiquement

négligeable.

Avec les résultats des phases P4 et P5, on observe l’impact de l’augmentation de la

teneur en eau des GL au moment de fabriquer les mélanges. En effet, les anneaux du

mélange T13L, fabriqué avec des GL d’une teneur en eau de 26,9 %, voient se développer

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 7 14 21 28

Co

ntr

ain

te (M

Pa)

Age (jours)

Type 13 - P4 et P5

σ T13L P4

σ T13L P5

ft T13L P4

σ T13L P5

Cure à 50%

HR à partir de 3 jours

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110

une contraintes qui, bien que faible en comparaison avec les bétons usuels, est presque

deux fois plus grande que celle atteinte avec le mélange de la phase P5, fabriqué avec des

GL d’une teneur en eau de 15,4 %. Cette tendance peut s’expliquer notamment par un

retrait de séchage plus important.

Enfin, il convient de noter que les résultats des essais sur anneaux sont cohérents avec

les tendances observées relativement aux propriétés mécaniques (notamment le module

élastique), du retrait de séchage et du fluage en flexion des mélanges. En effet, pendant la

période d’essai considérée sur les graphiques (0 - 28 d), le retrait des bétons légers est

comparable en amplitude à celui des bétons ordinaires de référence, alors que leurs modules

élastiques sont de l’ordre de 33 % inférieurs et leurs coefficients de fluage sont du même

ordre que ceux des bétons ordinaires. L’analyse de ces résultats dans le cadre d’une

approche quantitative est abordée dans la sous-section subséquente,

4.3.3 Réflexions sur le risque de fissuration due au retrait de séchage

Indice de compatibilité

Modjabi-Sangnier [MOD, 2010] propose un indice de compatibilité pour évaluer le

risque de fissuration d’un matériau en condition de retrait restreint à partir de l’analyse des

propriétés individuelles. Cet indice est le rapport entre les contraintes admissibles et les

contraintes totales induites dans le matériau. Son calcul est basé sur l’indice de

compatibilité exprimé en déformation en faisant l’hypothèse d’un fluage linéaire :

é é é é

é

(éq. 4.24.)

avec , la déformation élastique ultime, la déformation de fluage et , la

déformation totale de retrait libre.

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111

Après plusieurs opérations et hypothèses, Modjabi-Sangnier exprime cet IC en

contrainte de la manière suivante :

[ ]

(éq. 4.25.)

avec , la résistance à la traction du mélange, , la contrainte élastique

théorique induite dans le matériau et, , la contrainte élastique différée.

Dans le cadre de ce projet, l’utilisation de cet IC dans l’analyse des phases P3, P4 et

P5 n’a pas dégagé de résultats assez pertinents (notamment pour les bétons légers) pour être

présenté dans ce mémoire. Pour y remédier il serait nécessaire d’obtenir de nouvelles

données expérimentales pour affiner les résultats et assurer leurs reproductibilités.

Toutefois, il est possible de définir un indice de compatibilité simplifié pour illustrer

la comparaison entre le risque de fissuration d’un béton usuel et celui d’un béton léger :

(éq. 4.26.)

avec, , la contrainte générée dans l’anneau restreint.

L’évolution des IC’ des mélanges T13T et T13L de la phase P3 en fonction du temps

est présentée dans la figure 4-18. Plus l’IC’ se rapproche de la valeur 1, plus le risque de

fissuration croit.

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112

Figure 4-18 : Évolution de l’IC’ pour les mélanges T13T et T13L de la phase P3

Conformément à ce que l’on a déjà observé dans l’analyse des résultats des anneaux,

il semble que le risque de fissuration est réduit par l’utilisation de GL dans le béton. Pour

exploiter pleinement l’IC de Modjabi-Sangnier et obtenir des résultats plus précis, des

essais supplémentaires sont nécessaires.

0

5

10

15

20

25

0 7 14 21 28

IC

Age (jour)

Indice de compatibilité

T13T P3

T13L P3

1

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113

4.4 Durabilité

4.4.1 Gel-dégel

4.4.1.1 Résultats

Les résultats des essais de gel-dégel selon la procédure B de la norme ASTM C666

sont regroupés dans le tableau 4-10. Le module d’élasticité dynamique relatif (MEDR), la

déformation axiale et la variation de la masse après 300 cycles sont précisés pour les trois

prismes de chaque mélange étudié. En outre, pour chaque paramètre évoqué précédemment,

la moyenne est également indiquée. De plus les cures subies par chaque groupe de prismes

sont également précisées (avec ou sans période de séchage).

Les critères d’acceptation minimaux de l’essai sont fixés à 60 % pour le MDER et

0,10 % pour la déformation axiale, d’après la norme ASTM C666.

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114

Tableau 4-10 : Résultats des essais de résistance au gel-dégel.

Phase

exp. Mélange

MT des GL

(%masse)

Cure selon

la norme

Période

de séchage

MEDR

(%)

Déformation

axiale (%)

Variation de

la masse (%)

1

T5N ASTM C666 Non

99

99

99

99

0,0082

-0,0029

-0,0029

0,0008

-0,01

0,00

0,02

0,00

T5L 15,1 Modifiée Oui

99

99

97

98

0,0706

0,0337

0,0283

0,0442

0,23

0,14

0,08

0,15

T13N ASTM C666 Non

97

98

95

97

0,0095

0,0052

0,0033

0,0060

0,04

-0,01

0,00

0,01

T13L 13,2 Modifiée Oui

97

98

96

97

0,0120

0,0072

0,0085

0,0092

0,17

0,14

0,12

0,14

3

T5N ASTM C666 Non

95

95

94

95

0,0065

0,0030

0,0047

0,0047

0,02

0,00

0,01

0,01

T5L 21,6 Modifiée Oui

99

100

101

100

-0,0020

-0,0013

-0,0049

-0,0027

0,36

0,28

0,18

0,27

T13N ASTM C666 Non

96

96

94

95

0,0016

-0,0007

0,0033

0,0014

-0,02

0,01

0,03

0,01

T13L 20,2

ASTM C666 Non

76

86

78

80*

0,1479

0,0661

0,1193

0,1111*

2,10

1,26

1,59

1,65*

Modifiée Oui

98

95

97

97

0,0079

0,0089

0,0020

0,0063

0,47

0,18

0,14

0,26

4 T13L 26,9

ASTM C330 Oui

99

102

100

100°

0,0076

0,0062

0,0099

0,0079°

0,48

0,17

0,03

0,23°

Modifiée Oui

101

102

97

100

0,0132

0,0128

0,0431

0,0230

0,15

-0,05

0,44

0,18

5 T13L 15,4

ASTM C330 Oui

96

97

95

96

0,0092

0,0072

0,0075

0,0080

0,27

0,12

0,08

0,16

Modifiée Oui

103

103

103

103

0,0092

0,0052

0,0042

0,0062

0,27

0,23

0,15

0,22

* : Essais stoppés au cycle 117 (Photos dans l’annexe G)

° : Deux des trois prismes ont présenté des fissures superficielles (Photos dans l’annexe G)

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115

4.4.1.2 Analyse

De manière générale, les mélanges de béton léger passent avec succès le test de

résistance aux cycles rapides de gel-dégel, à partir du moment où une période de séchage

est subie par les prismes avant le début de l’essai. Cette période de séchage apparait

d’autant plus primordiale que la teneur en eau des GL est élevée au moment du gâchage. En

effet, on constate par exemple que le mélange T13L, fabriqué avec des GL d’une teneur en

eau de 20,2 %, ne passe pas l’essai si cette période de séchage n’est pas présente. À

l’exception du cas précédent, le MEDR de tous les autres essais ne descend pas en-dessous

de 96 %. A la lumière des résultats de retrait de séchage, en particulier les pertes de masse

des prismes de béton léger, on peut comprendre le rôle indispensable de ce temps de

séchage. En effet, on s’aperçoit que pour les mélanges T13L, les prismes de retrait perdent

de 2 à 5 % de leur masse initiale au bout de quelques jours de séchage (figure 4-6). Le

mélange T13N ne perd quant à lui que 1 % de sa masse. Cette différence, d’autant plus

conséquente que la teneur en eau des GL est élevée traduit un séchage d’une partie de l’eau

contenue dans les GL. On peut supposer que pour des mélanges fabriqués avec des GL

d’une teneur en eau supérieure à 20 %, si une partie de l’eau contenue dans les GL n’est pas

évaporée en période de cure, ceux-ci ont plus de risque de présenter un caractère gélif. Ce

constat semble être confirmé par les essais de la phase P4 : malgré un MEDR satisfaisant (>

90 %), quatre prismes sur six ont présenté une fissuration de surface, induite par la

destruction de particules de GL, et cela malgré une période de séchage. Cependant, les

conditions de cette phase étaient extrêmes, puisque la teneur en eau des GL était de 26,9 %,

ce qui correspond presque à leur état de saturation.

Enfin, on observe également que les mélanges de béton léger se caractérisent par des

déformations axiales et des gains de masse globalement plus élevés que ceux des bétons

usuels. Cependant, la déformation axiale reste en dessous de la limite de 0,10 % indiquée

dans la norme ASTM C666, excepté pour l’unique mélange qui a échoué au test. Le

module élastique plus faible des GL et leur porosité importante peuvent expliquer ces

résultats.

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116

4.4.2 Écaillage

4.4.2.1 Résultats

L’ensemble des résultats de résistance à l’écaillage obtenus au cours des quatre

phases expérimentales P1, P3, P4 et P5 est regroupé dans le tableau 4-11. Comme pour les

résultats de gel-dégel, la cure est précisée. La teneur en air de chaque mélange est

également indiquée. Trois petites dalles ont à chaque fois subi le test. Les résultats de

chaque dalle ainsi que leur moyenne sont présentés dans les deux dernières colonnes pour

chaque mélange testé. Il est nécessaire de rappeler que les tests ont été effectués selon la

procédure de la norme ASTM C672. Cette dernière ne précise pas de limite maximale pour

la quantité de débris. Suivant les différentes juridictions consultées, plusieurs limites

existent. Ici, la limite admissible a été fixée à 1 kg/m2, valeur à laquelle on se réfère

régulièrement au laboratoire du CRIB.

Quoiqu’il en soit, dans le cadre de ce projet, le principal intérêt de ces essais réside

dans la comparaison du comportement des bétons usuels et des bétons légers, davantage

que dans la stricte appréciation quantitative des résultats.

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117

Tableau 4-11 : Résultats des essais d’écaillage

Phase

exp. Mélange

MT des GL

(%masse)

Cure selon la

norme

Période

de séchage

Teneur en air

(%)

Débris

(kg/m2)

1

T5N ASTM C672 Non 5,0

0,74

0,64

1,07

0,82

T5L 15,1 Modifiée Oui 8,5

0,67

0,71

0,96

0,78

T13N ASTM C672 Non 6,5

0,58

0,23

0,28

0,36

T13L 13,2 Modifiée Oui 6,4

0,49

0,49

0,49

0,49

3

T5N ASTM C72 Non 7,1

0,65

0,95

0,65

0,75

T5L 21,6 Modifiée Oui 7,2

0,70

0,77

0,30

0,59

T13N ASTM C72 Non 5,8

0,81

0,65

0,76

0,74

T13L 20,2 Modifiée Oui 11,0

0,46

0,58

0,34

0,46

4 T13L 26,9

ASTM C330 Oui

7,5

0,39

0,32

0,35

0,35

Modifiée Oui

0,60

0,57

0,64

0,60

5 T13L 15,4

ASTM C330 Oui

7,5

0,15

0,16

0,31

0,21

Modifiée Oui

0,38

0,66

0,59

0,54

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118

4.4.2.2 Analyse

L’information principale qui émane de ces résultats est la meilleure résistance à ce

test du béton léger, comme on peut le constater avec les mélanges des phases

expérimentales P1 et P3. Ces observations confirment les résultats généralement rapportés

dans la documentation scientifique (voir chapitre 2). De la même manière que pour la

résistance au gel-dégel, le réseau poreux des GL offre des espaces supplémentaires pour les

mouvements d’eau engendrés par le gel. Les contraintes en sont ainsi diminuées.

Malgré des résultats insatisfaisants des essais de gel-dégel, le mélange de la phase P4

fabriqué avec des GL ayant une teneur en eau de 26,9% s’est bien comporté lors des essais

d’écaillage. On peut l’expliquer en rappelant que la période de séchage avant le début de

l’essai d’écaillage est significativement plus importante que celle précédant l’essai de gel-

dégel (21 j contre 7 j).

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119

Chapitre 5. Synthèse et perspectives

5.1 Propriétés mécaniques

A l’exception d’un mélange pour lequel la teneur en air dépassait largement la valeur

spécifiée (P3), tous les mélanges T13L fabriqués en laboratoire (P1, P4, P5) de même que

celui du chantier de Pont-Rouge (P2) ont présenté une résistance en compression à 28 jours

supérieure à la limite de 35 MPa. Ainsi, quelle que soit la teneur en eau des GL au moment

au moment du malaxage, il est possible de fabriquer un béton léger avec une résistance en

compression suffisante pour une utilisation dans un élément de structure. Cependant, lors

de la conception, il faut tenir compte de la faible rigidité des granulats légers (< 20GPa) qui

entraine un module élastique du béton plus faible (25 GPa) que celui du béton ordinaire (37

GPa).

5.2 Rapport E/L effectif et estimation de MAD

Les différentes phases expérimentales, ainsi que leurs analyses, ont démontré que la

difficulté principale dans la conception d’un béton léger réside dans l’estimation juste de la

quantité d’eau en provenance des GL devant être comptée dans le rapport E/L effectif du

mélange. Certes, l’approche « Holm » semble la mieux adaptée et suffit pour obtenir un

béton léger avec des propriétés mécaniques et des résistances au gel-dégel et à l’écaillage

suffisantes, quelle que soit la teneur en eau des GL. Cependant, il a été démontré que pour

des teneurs en eau des GL élevées (> 20 %), la quantité MAD semble être significativement

sous-estimée. L’étape de séchage à la serviette a été renouvelée plusieurs fois avec des GL

d’une teneur en eau de 24 %. Or, malgré l’utilisation de papier absorbant, le pourcentage

maximal d’eau enlevée fut de 4,7 %. Ainsi, si l’on considère des GL avec une teneur en eau

de 27 %, il semble peu réaliste de pouvoir enlever 11 % d’eau avant le malaxage. Une autre

technique d’estimation doit donc être identifiée pour pouvoir fabriquer de manière plus

robuste les mélanges de béton léger.

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120

5.3 Risque de fissuration due au retrait de séchage

Le phénomène de cure interne n’a pas été véritablement caractérisé dans la présente

étude. Quoiqu’il en soit, les propriétés mécaniques plus faibles des GL, en particulier leur

module élastique, et leur plus grande déformabilité par fluage conduisent à une diminution

du risque de fissuration pour les bétons légers, malgré une résistance à la traction plus

faible. Leur plus grande déformabilité se traduit en effet par un potentiel de relaxation des

contraintes plus élevé pour les bétons légers.

5.4 Durabilité

Même avec des GL ayant une teneur en eau supérieure à 20 %, les résistances au gel-

dégel et à l’écaillage se sont révélées aussi bonnes ou meilleures dans la majorité des cas.

De plus, comme l’indique la norme ASTM C330, le bien-fondé d’une période de séchage

avant le lancement des essais a été démontré.

Il y a lieu de rappeler que les bétons légers fabriqués avec des GL en état de quasi-

saturation en eau peuvent se révéler vulnérables. En effet, dans ces conditions (purement

expérimentales il faut le dire, puisqu’elles ont nécessité une immersion totale des GL

pendant six mois), des particules de GL situées proches de la surface ont éclaté, démontrant

alors un caractère gélif.

Finalement, il faut noter que les températures minimales atteintes lors de ces deux

essais de laboratoire sont supérieures à celles rencontrées sur la majorité du territoire

canadien. En effet, il n’est pas rare de descendre jusqu’à -30 °C en période hivernale dans

certaines régions, alors que la température minimale des tests est supérieure à -20 °C. En

conséquence, des tests réels semblent nécessaires pour conclure définitivement sur la

résistance au gel des bétons légers.

Quoiqu’il en soit, il convient d’ajouter également que les essais des normes ASTM

C666 et C672 sont reconnus pour être globalement plus sévères que les conditions réelles,

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121

en dépit des températures extrêmes plus clémentes. Les résultats obtenus sont donc très

encourageants en vue d’une exploitation au Québec.

5.5 Perspectives

5.5.1 Principales indications pour la réalisation d’un béton léger

A la lumière des essais et des résultats de ce projet, plusieurs recommandations

peuvent être formulées pour l’élaboration de béton léger.

La première étape indispensable concerne la caractérisation des granulats légers qui

vont être utilisés. La nature du matériau, les propriétés mécaniques et surtout la capacité

d’absorption des granulats doivent être connues impérativement pour optimiser le mélange

fabriquer et éviter les surprises.

Une fois le lot réceptionné, il est judicieux de mesurer la teneur en eau des GL et de

les stocker de façon à ce qu’elle demeure homogène. L’utilisation d’une bâche sur les GL

peut limiter les problèmes.

Afin de garantir une bonne maniabilité, une humidification homogène des GL est

nécessaire avant de gâcher. Pour ce faire, une immersion totale de l’ensemble des GL est

une solution raisonnable. La durée de celle-ci dépend de la teneur en eau initiale des GL.

L’objectif est, d’une part, que la teneur en eau des GL soit au moins égale à la teneur en eau

après 24 h d’immersion et, d’autre part, que leur surface soit humide. Cette étape est

critique dans l’élaboration d’un béton léger et demande une réflexion pour s’adapter aux

différentes situations. Par exemple, pour les GL étudiés dans ce projet, une teneur en eau se

situant entre 13 % et 18 % serait raisonnable.

Bien que des limites d’application aient clairement été établies pour des teneurs en

eau supérieures à 20 %, l’approche « Holm » semble adaptée à l’élaboration de bétons

légers de structure. En effet, en pratique, des teneurs en eau si élevées ne sont de toute

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122

façon pas recommandées. De plus, les résultats de cette étude pour ce cas de figure sont

malgré tout satisfaisants, même si le rapport E/L effectif est supérieur à celui prévu.

Comme pour les bétons usuels, une teneur en air entre 5 et 8 % est fortement

recommandée pour garantir des résistances satisfaisantes au gel-dégel et à l’écaillage. De

plus, il convient de laisser le temps aux différents mouvements d’eau dans le béton de se

réaliser. Afin de garantir un temps de « séchage » du béton satisfaisant avant une

confrontation au gel-dégel, il est recommandé un bétonnage des granulats légers avant le 15

septembre au Québec. Cette date est fournie à titre indicatif, elle est dépend des conditions

climatiques de la zone géographique du bétonnage.

5.5.2 Réserves sur l’utilisation d’un béton léger

Bien que les tests en laboratoire ne fassent ressortir aucun élément défavorable à une

application réelle, la fabrication des bacs à fleurs à Pont-Rouge posent tout de même des

questions. Avant de continuer, il convient de préciser à nouveau que tous les essais

effectués sur des éprouvettes prélevées sur le chantier ont satisfait les exigences fixées, que

ce soit pour les propriétés mécaniques ou la durabilité. Cependant, à la lumière des fissures

constatées six mois après la coulée (avant les premiers cycles de gel-dégel), il convient de

comprendre les phénomènes en jeu. Pour illustrer cette problématique, deux photos sont

présentées ci-dessous dans les figures 5-1 et 5-2.

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123

Figure 5-1 : Paroi d’un des bacs à fleurs le 8 novembre, six mois après la coulée

Figure 5-2 : Même paroi le 14 juin, environ un an après la coulée

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124

Ainsi, on constate sur la figure 5-1 a) l’apparition d’un réseau de fissures à la surface

du bac six mois après le gâchage. Après un premier hiver, les fissures avaient progressé, ce

que l’on peut observer sur la figure 5-1 b).

Des éléments de réponse peuvent être apportés, mais ils devront être confirmés avant

d’exploiter le matériau à grande échelle pour la fabrication d’éléments structuraux.

Premièrement, un bac à fleurs ne semble pas la meilleure utilisation du béton léger. En

effet, ce type d’élément est sujet à une humidification constante de ses faces intérieures à

cause de l’arrosage des plantes. Or, puisque les faces extérieures du bac sont quant à elles

sujettes à un séchage rapide, sous l’action combinée du soleil et du vent, les parois du bac

sont donc le lieu de gradients de séchage significatifs. Ceci est vraisemblablement une des

causes de la fissuration de surface observée. Finalement, l’action des cycles de gel-dégel

sur un élément fortement gorgé d’eau a amplifié les fissurations existantes.

5.5.3 Axes de recherche

Conformément aux résultats présents dans la documentation scientifique, il apparait

donc tout à fait possible d’élaborer un béton léger pour réaliser des éléments de structure

dans des régions froides. Cependant, bien qu’il soit possible de garantir des propriétés

mécaniques et une durabilité suffisantes pour une application concrète, certains

phénomènes sont mal maitrisés. Certes, des études de plus en plus nombreuses sur la cure

interne permettent d’entrevoir une meilleure compréhension des mouvements d’eau autour

des GL. Cependant, on n’en est qu’aux balbutiements et cela constitue à court terme le plus

important axe de recherche dans le domaine des bétons légers, afin de dégager une vision

complète des mécanismes et des phénomènes spécifiques régissant leur comportement.

Pour évoquer brièvement la question de l’aspect « développement durable » du béton

léger, on peut noter que plusieurs études récentes ont montré que le béton léger fait partie

des matériaux les plus attrayants [RIE, 2010]. Le coût énergétique de la production de

granulats d’argile ou de schiste expansé (2,51 MJ/kg) et les émissions de carbone associées

(0,16 kg de CO2 par kg) entrainent pourtant des coûts énergétiques et environnementaux

pour la fabrication d’un béton léger (2,41 MJ/kg) qui sont légèrement supérieurs à ceux

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125

d’un béton ordinaire (1,24 MJ/kg) [BRE, 2007]. Cependant, pour des applications pratiques

nécessitant par exemple l’utilisation de nombreux éléments préfabriqués, des économies

énergétiques et financières substantielles sont possibles (le transport par exemple)

lorsqu’on considère l’ensemble d’un projet.

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Annexe A : Formulations des gâchées

Les données des gâchées élaborées au cours des phases expérimentales

menées au laboratoire sont présentées sous la forme de tableau. Chaque type de mélange

(type 5 ou type 13) est divisé en deux ou trois colonnes, selon le nombre de gâchées

fabriquées.

Les proportions correspondent aux quantités pour 1 m3 de béton, calculées à

partir des quantités pesées, de l’hypothèse sur MAD dans le cas des bétons légers et de la

teneur en air mesurée.

Pour un même mélange des gâchées de 85, 90 ou 95 L ont été réalisées,

suivant les essais envisagés. Cependant, la principale différence provient de la teneur en air

et, pour les bétons légers, de l’hypothèse sur MAD.

La ligne Masse totale traduit en fait la masse volumique calculée à partir des

quantités pesées avant le malaxage et de la teneur en air mesurée juste après ce dernier.

Les quelques valeurs figurant en italique mettent en évidence les cas où les

résultats se situent en dehors des intervalles visés.

Pour les mélanges des phases P4 et P5, la teneur en air figurant dans les

tableaux est celle mesurée à l’aide de l’airmètre volumétrique. Cette valeur est celle utilisée

pour recalculer les quantités pour 1 m3 de béton.

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Tableau 5-1 : Formulation des mélanges élaborés dans la phase P1

* Teneur en eau des granulats légers tels qu’utilisés pour réaliser les gâchées.

Mélange T5T T5L T13T T13L

Méthode d’évaluation de MAD Classique Classique

Teneur en eau des GL* (%masse) 15,1 13,2

Rapport E/L 0,4449 0,4449 0,4486 0,4484 0,3491 0,3487 0,3525 0,3524

Volume pâte (L) 33,94 34,30 36,56 36,21 34,50 34,49 34,60 33,20

Liant (kg/m3) 370,89 368,94 357,81 359,82 409,00 409,00 409,86 418,65

Eau (kg/m3) 165,01 164,14 160,50 161,33 142,77 142,64 144,49 147,55

Sable (kg/m3) 894,48 889,77 862,76 867,59 885,97 886,18 887,74 906,77

Pierre 5-14 (kg/m3) 878,25 873,63 870,46 879,47

Granulats légers 5-20 (kg/m3) 497,72 500,50 512,75 523,74

SP, solide (kg/m3) 0,1971 0,1961 0,3676 0,2996 0,8391 0,9037 1,3260 1,3214

SP, liquide (kg/m3) 0,1971 0,1961 0,3676 0,2996 0,8391 0,9037 1,3260 1,3214

AEA, solide (kg/m3) 0,0063 0,0063 0,0061 0,0061 0,0065 0,0065 0,0064 0,0066

AEA, liquide (kg/m3) 0,0538 0,0535 0,0519 0,0522 0,0550 0,0550 0,0551 0,0562

Masse totale (kg/m3) 2309,1 2296,9 1879,6 1889,9 2309,9 2310,1 1957,6 1999,4

Air mesuré (%) 5 5,5 8,5 8,0 6,5 6,5 6,4 4,4

Affaissement mesuré (mm) 50 58 98 65 145 170 195 250

Masse volumique mesurée (kg/m3) 1901,0 1901,3 1953,8 1997,5

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Tableau 5-2 : Formulation des mélanges de type 5 élaborés dans la phase P3

* Teneur en eau des granulats légers tels qu’utilisés pour réaliser les gâchées.

Mélange T5T T5L

Méthode d’évaluation de MAD Holm

Teneur en eau des GL*

(%masse) 21,6

Rapport E/L 0,4569 0,4446 0,4495 0,4495

Volume pâte (L) 35,70 35,53 36,39 36,46

Liant (kg/m3) 360,91 364,42 371,86 371,46

Eau (kg/m3) 164,89 162,03 167,14 166,96

Sable (kg/m3) 868,34 873,07 901,13 900,16

Pierre 5-14 (kg/m3) 864,72 864,55

Granulats légers 5-20 (kg/m3) 520,64 520,08

SP, solide (kg/m3) 0,1921 0,1822 0,0889 0,0888

SP, liquide (kg/m3) 0,1921 0,1822 0,0889 0,0888

AEA, solide (kg/m3) 0,0062 0,0058 0,0057 0,0057

AEA, liquide (kg/m3) 0,0525 0,0498 0,0485 0,0485

Masse totale (kg/m3) 2259,3 2264,5 1961,0 1958,9

Air (%) 7,1 6,9 7,2 7,3

Affaissement (mm) 110 65 75 80

Masse volumique mesurée (kg/m3) 2245,2 2258,8 1988,8 1991,2

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Tableau 5-3 : Formulation des mélanges de type 13 élaborés dans la phase P3

* Teneur en eau des granulats légers tels qu’utilisés pour réaliser les gâchées.

Mélange T13T T13L

Méthode d’évaluation de MAD Holm

Teneur en eau des GL*

(%masse) 20,2

Rapport E/L 0,3521 0,3536 0,3496 0,3503 0,3504 0,3507

Volume pâte (L) 33,92 34,84 35,45 38,33 38,23 38,35

Liant (kg/m3) 408,85 402,50 400,61 398,49 398,37 398,59

Eau (kg/m3) 143,96 142,32 140,07 139,60 139,6 139,78

Sable (kg/m3) 894,51 883,48 873,49 868,59 869,17 868,79

Pierre 5-14 (kg/m3) 884,81 871,07 864,70

Granulats légers 5-20 (kg/m3) 502,04 501,85 501,62

SP, solide (kg/m3) 1,0429 0,9946 0,9394 0,6513 0,5699 0,5981

SP, liquide (kg/m3) 1,0429 0,9946 0,9394 0,6513 0,5699 0,5981

AEA, solide (kg/m3) 0,0065 0,0064 0,0060 0,0065 0,0061 0,0063

AEA, liquide (kg/m3) 0,0555 0,0547 0,0531 0,0556 0,0519 0,0539

Masse totale (kg/m3) 2334,3 2301,4 2280,8 1910,1 1910,2 1910,0

Air (%) 5,8 7,1 8 11 11 11

Affaissement (mm) 175 200 200 145 150 165

Masse volumique mesurée

(kg/m3)

2349,8 2286,8 2284,7 1920,2 1928,4 1933,8

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135

Tableau 5-4 : Formulation des mélanges T13L élaborés pendant les phases P4 et P5

* Teneur en eau des granulats légers tels qu’utilisés pour réaliser les gâchées

Mélange T13L

Méthode d’évaluation de MAD Holm

Phases P4 P5

Teneur en eau des GL*

(%masse) 26,9 15,4

Rapport E/L 0,3506 0,3503 0,3502 0,3532 0,3530 0,3536

Volume pâte (L) 36,18 36,35 36,52 35,52 33,95 34,14

Liant (kg/m3) 421,60 420,57 419,46 406,80 416,75 415,58

Eau (kg/m3) 147,83 147,33 146,91 143,69 147,13 146,93

Sable (kg/m3) 919,51 917,27 914,85 886,94 908,63 905,89

Granulats légers 5-20 (kg/m3) 531,04 529,75 528,35 512,31 524,84 523,36

SP, solide (kg/m3) 0,8712 0,7354 0,7001 0,9053 0,8612 0,8918

SP, liquide (kg/m3) 0,8712 0,7354 0,7001 0,9053 0,8612 0,8918

AEA, solide (kg/m3) 0,0064 0,0064 0,0064 0,0062 0,0064 0,0063

AEA, liquide (kg/m3) 0,0549 0,0548 0,0546 0,0530 0,0543 0,0541

Masse totale (kg/m3) 2021,8 2016,5 2011,0 1951,6 1999,1 1993,6

Air (%) 7,25 7,5 7,75 7,5 5,25 5,5

Affaissement (mm) 200 180 165 190 150 200

Masse volumique mesurée (kg/m3) 1989,1 1974,3 1968,3 1980,9 2008,8 1992,4

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136

Annexe B : Résultats des essais de résistance en compression

Les résultats des essais de détermination de la résistance en compression sont présentés

pour chaque mélange sous forme de tableaux.

La classification des mélanges précise notamment de quelle gâchée sont originaires les

cylindres.

Exemple : T5T2_P1 désigne la gâchée n°2 de la phase P1.

Concernant les cures, la notation H fait référence à un cylindre ayant subi une cure

humide à 100% HR et 23°C. La notation H+S désigne une cure humide de 3 jours suivie d’une cure

sèche à 23°C et 50 % HR.

Exemple : - Un cylindre de 28 jours avec la mention H a subi une cure humide de 28 jours après le

malaxage.

- Un cylindre de 7 jours avec la mention H+S a subi une cure humide de 3 jours suivie d’une

cure sèche de 4 jours.

- Un cylindre de 28 jours avec la mention H+S a subi une cure humide de 3 jours suivie

d’une cure sèche de 25 jours.

Les valeurs suivies d’un astérisque ne sont pas prises en compte. Elles précisent que

l’essai ne s’est pas réalisé convenablement. Des problèmes de chargement et de faciès de rupture

peuvent en être la cause.

L’écart type est calculé avec la fonction ECARTYPEP la dispersion des valeurs par

rapport à la moyenne. Il est calculé à partir de la formule suivante :

√∑ ̅

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137

Tableau 5-5 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5T2_P1 101,3 197,1 H 1,0 92,5 11,5

T5T2_P1 101,7 198,4 H 1,0 101,0 12,4

T5T2_P1 100,9 201,1 H 1,0 95,6 12,0

T5T2_P1 99,5 199,5 H 1,1 98,8 12,7

T5T2_P1 100,9 199,5 H 3,1 197,5 24,7

T5T2_P1 99,2 200,6 H 3,1 186,4 24,1

T5T2_P1 101,4 198,0 H 3,1 180,6 22,4

T5T2_P1 100,1 201,3 H 3,1 176,6 22,4

T5T2_P1 102,0 200,7 H 7,1 239,3 29,3

T5T2_P1 98,9 201,6 H 7,1 248,7 32,4

T5T2_P1 101,5 202,3 H 7,1 227,3 28,1

T5T2_P1 99,8 201,4 H 7,1 181,9 23,2*

T5T1_P1 101,8 199,0 H+S 7,2 197,5 24,3*

T5T1_P1 101,3 197,5 H+S 7,2 266,0 33,0

T5T1_P1 102,0 200,9 H+S 7,2 264,7 32,4

T5T1_P1 101,7 199,3 H+S 7,2 232,2 28,6

T5T2_P1 101,3 201,0 H 27,9 338,5 42,0

T5T2_P1 102,2 198,4 H 27,9 353,2 43,1

T5T2_P1 100,8 198,8 H 27,9 353,2 44,3

T5T2_P1 101,6 198,3 H 27,9 365,2 45,1

T5T1_P1 100,6 199,8 H+S 28,0 342,1 43,0

T5T1_P1 101,0 200,6 H+S 28,0 365,2 45,6

T5T1_P1 101,0 199,4 H+S 28,1 321,2 40,1

T5T1_P1 101,4 201,1 H+S 28,1 282,5 35,0*

3,93 9,6

42,0 45,1 43,6 1,17 2,7

11,6

28,6 33,0 31,3 3,50 11,9

3,29

3,8

22,4 24,7 23,4 1,03 4,4

0,47

1 T5T

11,5 12,7 12,1

28,1 32,4 29,9

40,1 45,6 42,9

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138

Tableau 5-6 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5L2_P1 100,8 199,0 H 1,0 94,3 11,8

T5L2_P1 101,0 198,0 H 1,0 85,9 10,7

T5L2_P1 101,1 200,6 H 1,1 75,6 9,4

T5L2_P1 100,8 199,5 H 1,1 88,1 11,0

T5L2_P1 99,0 199,5 H 3,1 149,9 19,5

T5L2_P1 101,3 199,8 H 3,1 169,9 21,1

T5L2_P1 101,0 198,9 H 3,1 169,9 21,2

T5L2_P1 101,8 199,1 H 3,1 179,3 22,0

T5L2_P1 102,5 200,4 H 7,2 204,6 24,8

T5L2_P1 100,7 199,5 H 7,2 200,2 25,1

T5L2_P1 99,8 199,9 H 7,2 185,0 23,7

T5L2_P1 101,6 107,4 H 7,2 186,4 23,0

T5L1_P1 101,7 200,6 H+S 7,3 225,5 27,8

T5L1_P1 100,7 198,9 H+S 7,3 208,2 26,2

T5L1_P1 100,7 198,4 H+S 7,3 209,5 26,3

T5L1_P1 101,0 197,8 H+S 7,3 217,5 27,1

T5L2_P1 101,7 198,5 H 27,9 270,9 33,3

T5L2_P1 99,9 199,9 H 27,9 267,8 34,2

T5L2_P1 99,9 200,7 H 28,0 263,3 33,6

T5L2_P1 98,9 201,0 H 28,0 250,4 32,6

T5L1_P1 101,6 199,4 H+S 28,0 308,7 38,1

T5L1_P1 100,9 199,2 H+S 28,0 284,7 35,6

T5L1_P1 100,8 199,8 H+S 28,0 289,6 36,3

T5L1_P1 101,7 199,7 H+S 28,0 280,7 34,5

1,28 3,5

32,6 34,2 33,4 0,58 1,7

3,5

26,2 27,8 26,8 0,65 2,4

0,86

8,0

19,5 22,0 21,0 0,92 4,4

0,86

1 T5L

9,4 11,8 10,7

23,0 25,1 24,1

34,5 38,1 36,1

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139

Tableau 5-7 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13T2_P1 101,0 198,3 H 1,1 174,4 21,8

T13T2_P1 100,7 198,5 H 1,1 184,6 23,2

T13T2_P1 99,8 199,5 H 1,1 177,5 22,7

T13T2_P1 99,8 198,4 H 1,1 185,9 23,8

T13T2_P1 102,1 198,3 H 3,1 304,3 37,2

T13T2_P1 100,5 200,8 H 3,1 283,8 35,8

T13T2_P1 100,9 200,1 H 3,1 284,2 35,6

T13T2_P1 101,1 201,6 H 3,1 278,0 34,7

T13T2_P1 100,7 198,6 H 7,3 305,1 38,3

T13T2_P1 101,0 200,6 H 7,3 301,6 37,7

T13T2_P1 100,3 198,9 H 7,3 335,4 42,4

T13T2_P1 100,2 198,9 H 7,1 336,7 42,7

T13T1_P1 99,1 200,5 H+S 7,4 321,2 41,6

T13T1_P1 102,1 200,1 H+S 7,4 359,0 43,9

T13T1_P1 102,2 198,8 H+S 7,4 352,3 43,0

T13T1_P1 101,0 200,4 H+S 7,4 343,0 42,8

T13T2_P1 100,8 201,7 2,350 H 28,4 426,1 53,4

T13T2_P1 101,0 201,2 2,343 H 28,4 408,3 51,0

T13T2_P1 101,5 199,5 2,358 H 28,4 419,0 51,8

T13T2_P1 101,6 200,3 2,337 H 28,4 419,0 51,7

T13T1_P1 101,8 199,3 2,296 H+S 28,5 426,1 52,4

T13T1_P1 100,8 200,0 2,310 H+S 28,5 395,9 49,6

T13T1_P1 102,0 200,3 2,279 H+S 28,5 414,1 50,7

T13T1_P1 99,4 198,9 2,280 H+S 28,4 382,1 49,3

1,20 2,4

51,0 53,4 52,0 0,89 1,7

5,7

41,6 43,9 42,8 0,81 1,9

2,30

3,3

34,7 37,2 35,8 0,91 2,5

0,74

1 T13T

21,8 23,8 22,9

37,7 42,7 40,3

49,3 52,4 50,5

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140

Tableau 5-8 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P1 101,5 199,6 H 1,1 171,7 21,2

T13L2_P1 100,8 197,6 H 1,1 134,8 16,9

T13L2_P1 101,1 199,2 H 1,0 141,0 17,6

T13L2_P1 102,3 199,7 H 1,1 145,0 17,6

T13L2_P1 101,3 198,7 H 3,2 246,0 30,5

T13L2_P1 102,1 198,9 H 3,2 230,0 28,1

T13L2_P1 101,2 200,6 H 3,2 253,5 31,6

T13L2_P1 100,9 197,7 H 3,2 246,0 30,8

T13L2_P1 101,9 199,7 H 7,1 249,5 30,6*

T13L2_P1 102,7 198,0 H 7,1 303,8 36,7

T13L2_P1 101,0 198,5 H 7,1 292,7 36,5

T13L2_P1 99,2 198,9 H 7,1 292,2 37,8

T13L1_P1 100,1 201,3 H+S 7,1 277,6 35,3

T13L1_P1 98,9 198,2 H+S 7,1 263,3 34,3

T13L1_P1 100,9 200,0 H+S 7,1 281,1 35,2

T13L1_P1 99,8 198,8 H+S 7,1 269,1 34,4

T13L2_P1 101,6 198,0 1,957 H 28,2 323,8 40,0

T13L2_P1 101,2 197,5 1,961 H 28,2 281,6 35,0

T13L2_P1 101,6 198,8 1,949 H 28,2 322,1 39,8

T13L2_P1 100,2 198,8 1,965 H 28,2 255,3 32,4*

T13L1_P1 101,6 195,9 1,911 H+S 28,2 347,9 42,9

T13L1_P1 102,0 197,1 1,908 H+S 28,2 320,3 39,2

T13L1_P1 101,7 199,9 1,898 H+S 28,2 313,6 38,6

T13L1_P1 100,8 198,7 1,913 H+S 28,2 329,2 41,2

1,72 4,2

35,0 40,0 38,3 3,23 8,8

8,0

34,3 35,3 34,8 0,45 1,3

2,82

9,3

28,1 31,6 30,2 1,29 4,3

1,70

1 T13L

16,9 21,2 18,3

36,5 37,8 37,0

38,6 42,9 40,5

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141

Tableau 5-9 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5T1_P3 101,1 210,1 H 1,1 83,2 10,4

T5T1_P3 101,9 209,0 H 1,1 98,3 12,1

T5T1_P3 100,7 211,9 H 1,1 89,4 11,2

T5T1_P3 100,7 210,7 H 1,1 95,2 11,9

T5T1_P3 100,3 206,1 H 3,1 169,0 21,4

T5T1_P3 99,4 209,4 H 3,1 161,0 20,8

T5T1_P3 101,5 208,5 H 3,1 172,6 21,3

T5T1_P3 99,9 208,5 H 3,1 164,1 20,9

T5T1_P3 101,8 206,6 H 7,3 215,3 26,5

T5T1_P3 99,7 209,1 H 7,3 217,5 27,9

T5T1_P3 101,4 209,4 H 7,3 206,0 25,5

T5T1_P3 99,5 208,3 H 7,3 215,7 27,8

T5T2_P3 99,5 208,9 H+S 7,3 245,1 31,5

T5T2_P3 101,5 210,2 H+S 7,3 236,2 29,2

T5T2_P3 99,1 208,1 H+S 7,2 230,9 30,0

T5T2_P3 101,8 208,9 H+S 7,3 255,8 31,5

T5T1_P3 100,9 196,8 2,287 H 28,0 267,3 33,4

T5T1_P3 99,5 195,6 2,269 H 28,0 280,7 36,1

T5T1_P3 101,5 195,8 2,282 H 28,0 312,3 38,6

T5T1_P3 101,5 195,2 2,271 H 28,0 307,4 38,0

T5T2_P3 101,0 194,4 2,242 H+S 27,9 303,4 37,9

T5T2_P3 101,5 196,7 2,243 H+S 27,9 284,2 35,1

T5T2_P3 100,1 196,9 2,233 H+S 28,0 301,6 38,3

T5T2_P3 101,2 198,4 2,229 H+S 28,0 320,7 39,8

T5T2_P3 100,8 197,6 2,275 H 55,2 311,8 39,1

T5T2_P3 99,8 196,88 2,266 H 55,2 292,2 37,4

T5T2_P3 100,4 197,27 2,296 H 55,2 301,1 38,0

0,70 1,8

1,70 4,5

33,4 38,6 36,5 2,02 5,5

3,7

29,2 31,5 30,5 0,99 3,2

0,99

6,0

20,8 21,4 21,1 0,26 1,3

0,68

3 T5T

10,4 12,1 11,4

25,5 27,9 26,9

35,1 39,8 37,8

37,4 39,1 38,2

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142

Tableau 5-10 : Résultats des essais de compression pour le mélange T5L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5L1_P3 99,0 194,5 1,986 H 1,1 86,3 11,2

T5L1_P3 99,7 193,3 1,952 H 1,1 88,1 11,3

T5L1_P3 101,7 193,4 1,959 H 1,1 88,5 10,9

T5L1_P3 101,7 195,4 1,946 H 1,1 94,7 11,7

T5L1_P3 101,5 196,9 1,961 H 3,1 151,7 18,7

T5L1_P3 99,6 193,9 1,956 H 3,1 148,6 19,1

T5L1_P3 99,2 196,2 1,959 H 3,1 141,9 18,4

T5L1_P3 101,5 195,3 1,932 H 3,1 155,2 19,2

T5L1_P3 102,0 196,2 1,940 H 7,3 196,2 24,0

T5L1_P3 100,9 198,8 1,943 H 7,3 200,6 25,1

T5L1_P3 100,5 195,2 1,987 H 7,3 191,3 24,1

T5L1_P3 100,2 196,2 1,943 H 7,3 190,4 24,1

T5L2_P3 101,8 195,8 1,890 H+S 7,3 195,3 24,0

T5L2_P3 102,2 195,4 1,856 H+S 7,3 188,2 22,9

T5L2_P3 99,4 195,2 1,919 H+S 7,3 201,5 26,0

T5L2_P3 101,3 198,8 1,886 H+S 7,3 191,7 23,8

T5L1_P3 102,0 197,8 1,916 H 28,3 270,9 33,2

T5L1_P3 100,8 198,5 1,956 H 28,3 274,0 34,4

T5L1_P3 102,3 197,1 1,969 H 28,3 302,9 36,9

T5L1_P3 101,2 196,8 1,965 H 28,3 292,2 36,4

T5L2_P3 99,2 197,4 1,892 H+S 28,3 288,2 37,3

T5L2_P3 101,9 197,5 1,864 H+S 28,3 270,0 33,1

T5L2_P3 100,8 196,1 1,885 H+S 28,3 262,9 32,9

T5L2_P3 101,8 196,0 1,858 H+S 28,3 290,5 35,7

T5L2_P3 101,9 196,9 1,927 H 34,2 251,3 30,8

T5L2_P3 100,7 195,9 1,923 H 34,2 273,6 34,4

T5L2_P3 101,9 196,1 1,961 H 34,2 290,5 35,6

2,04 6,1

1,81 5,2

33,4 38,6 35,2 1,49 4,2

1,8

29,2 31,5 24,2 1,11 4,6

0,45

2,5

20,8 21,4 18,8 0,32 1,7

0,28

3 T5L

10,4 12,1 11,3

25,5 27,9 24,3

35,1 39,8 34,8

37,4 39,1 33,6

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143

Tableau 5-11 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13T1_P3 102,4 208,7 H 1,3 214,4 26,0 26,0 26,0 26,0

T13T1_P3 101,6 209,3 H 2,2 268,7 33,2

T13T1_P3 101,5 208,5 H 2,2 283,4 35,0

T13T1_P3 101,6 209,9 H 2,2 282,5 34,8

T13T1_P3 101,8 210,3 2,369 H 3,4 324,3 39,9

T13T1_P3 102,5 210,3 2,363 H 3,4 340,7 41,3

T13T1_P3 100,9 209,0 2,382 H 3,4 314,5 39,3

T13T1_P3 99,4 208,8 2,363 H 3,4 314,0 40,5

T13T1_P3 101,8 198,1 2,332 H 7,4 366,1 45,0

T13T1_P3 99,2 197,2 2,350 H 7,4 352,7 45,7

T13T1_P3 100,7 198,2 2,381 H 7,4 382,1 48,0

T13T1_P3 100,0 197,7 2,350 H 7,4 363,4 46,3

T13T2_P3 101,4 200,6 2,285 H+S 7,4 354,1 43,8

T13T2_P3 99,5 198,7 2,284 H+S 7,4 347,0 44,6

T13T2_P3 101,8 199,5 2,256 H+S 7,4 345,2 42,4

T13T2_P3 102,1 201,0 2,275 H+S 7,4 347,0 42,4

T13T1_P3 101,8 209,0 2,373 H 28,3 387,0 47,5

T13T1_P3 101,6 207,0 2,399 H 28,3 409,2 50,5

T13T1_P3 102,0 208,7 2,359 H 28,3 411,5 50,3

T13T1_P3 99,5 208,2 2,386 H 28,3 376,8 48,4

T13T2_P3 99,7 208,9 2,306 H+S 28,3 396,3 50,8

T13T2_P3 101,8 209,2 2,279 H+S 28,3 384,8 47,3

T13T2_P3 101,9 208,6 2,321 H+S 28,3 409,2 50,2

T13T2_P3 102,6 208,4 2,312 H+S 28,3 409,7 49,6

T13T2_P3 101,1 197,3 2,326 H 48,2 420,8 52,4

T13T2_P3 101,0 198,5 2,311 H 48,2 418,1 52,2

T13T2_P3 102,1 196,7 2,276 H 48,2 425,7 52,0

T13T3_P3 100,2 199,1 2,294 H 48,2 407,9 51,7

T13T3_P3 100,7 199,2 2,276 H 48,2 423,9 53,3

T13T3_P3 100,9 196,5 2,309 H 48,2 442,6 55,4

1,50 2,8

52,0 52,4 52,2 0,1802 0,3

1,33 2,7

47,5 50,5 49,2 1,27 2,6

2,4

42,4 44,6 43,3 0,93 2,2

1,10

0,84 2,5

39,3 41,3 40,2 0,72 1,8

3 T13T

45,0 48,0 46,2

47,3 50,8 49,5

51,7 55,4 53,5

33,2 35,0 34,3

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144

Tableau 5-12 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L1_P3 101,6 195,0 1,907 H 1,0 126,3 15,6

T13L1_P3 101,4 197,0 1,921 H 1,0 126,3 15,6

T13L1_P3 99,6 193,1 1,917 H 1,0 129,4 16,6

T13L1_P3 101,7 195,1 1,905 H 1,0 129,4 15,9

T13L1_P3 102,7 196,9 1,876 H 3,1 153,9 18,6

T13L1_P3 100,2 195,6 1,913 H 3,1 193,9 24,6

T13L1_P3 101,1 197,9 1,883 H 3,1 201,1 25,0

T13L1_P3 100,6 196,7 1,892 H 3,1 185,5 23,3

T13L1_P3 100,9 194,4 1,925 H 7,1 238,0 29,8

T13L1_P3 99,5 193,4 1,914 H 7,1 228,2 29,3

T13L1_P3 99,4 193,1 1,921 H 7,1 221,1 28,5

T13L1_P3 99,6 193,2 1,929 H 7,1 230,0 29,5

T13L2_P3 101,5 196,6 1,862 H+S 7,2 240,6 29,7

T13L2_P3 100,8 195,7 1,911 H+S 7,2 255,3 32,0

T13L2_P3 101,4 193,6 1,888 H+S 7,2 244,7 30,3

T13L2_P3 100,4 196,7 1,911 H+S 7,2 244,2 30,8

T13L1_P3 100,3 196,3 1,899 H 28,1 207,3 26,2

T13L1_P3 99,7 196,0 1,871 H 28,1 254,0 32,5

T13L1_P3 100,6 188,5 1,907 H 28,1 217,1 27,3

T13L1_P3 99,7 194,6 1,899 H 28,1 252,2 32,3

T13L2_P3 101,8 197,4 1,868 H+S 28,2 261,6 32,1

T13L2_P3 99,9 195,8 1,869 H+S 28,2 232,2 29,6

T13L2_P3 101,2 191,4 1,882 H+S 28,2 247,8 30,8

T13L2_P3 101,6 195,1 1,862 H+S 28,2 288,7 35,6

T13L2_P3 100,5 195,5 1,921 H 41,1 344,7 43,5

T13L2_P3 100,2 200,6 1,874 H 41,1 316,3 40,1

T13L3_P3 100,0 199,4 1,903 H 41,1 305,6 38,9

T13L3_P3 101,8 199,2 1,964 H 41,1 327,4 40,2

T13L3_P3 101,9 197,2 1,935 H 41,1 318,9 39,1

0,57 1,5

38,9 43,5 41,8 1,67 4,0

2,24 7,0

26,2 32,5 29,6 2,86 9,7

1,6

29,7 32,0 30,7 0,84 2,7

0,48

2,6

18,6 25,0 22,9 2,56 11,2

0,41

1 T13L

15,6 16,6 15,9

28,5 29,8 29,3

29,6 35,6 32,0

39,1 40,2 39,4

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145

Tableau 5-13 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P4

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P4 102,0 198,1 1,952 H 1,0 111,2 13,6

T13L2_P4 99,3 196,1 1,954 H 1,0 126,3 16,3

T13L2_P4 100,8 195,9 1,960 H 1,0 109,4 13,7

T13L2_P4 101,3 195,5 1,964 H 1,0 148,1 18,4

T13L2_P4 102,3 200,9 2,016 H 3,0 221,1 26,9

T13L2_P4 100,9 199,3 1,993 H 3,0 208,2 26,1

T13L2_P4 101,6 199,8 2,015 H 3,0 217,1 26,8

T13L2_P4 99,9 202,2 1,984 H 3,0 191,3 24,4

T13L2_P4 101,7 211,0 2,002 H 7,0 253,1 31,2

T13L2_P4 99,9 211,4 2,000 H 7,0 250,0 31,9

T13L2_P4 100,2 210,0 2,021 H 7,0 240,2 30,5

T13L2_P4 102,2 209,6 1,978 H 7,0 262,9 32,0

T13L2_P4 101,3 211,2 1,966 H+S 7,0 265,6 33,0

T13L2_P4 101,7 211,4 1,953 H+S 7,0 266,4 32,8

T13L2_P4 101,5 210,7 1,975 H+S 7,0 273,1 33,8

T13L2_P4 101,5 212,9 1,958 H+S 7,0 246,4 30,5

T13L2_P4 101,8 212,0 2,010 H 28,0 313,2 38,5

T13L2_P4 101,5 208,7 2,021 H 28,0 305,6 37,8

T13L2_P4 102,1 211,0 1,996 H 28,0 318,5 38,9

T13L2_P4 102,1 210,5 2,012 H 28,0 316,3 38,6

T13L2_P4 102,0 212,1 1,961 H+S 28,0 349,2 42,8

T13L2_P4 99,3 209,5 1,958 H+S 28,0 308,7 39,8

T13L2_P4 100,8 210,6 1,960 H+S 28,0 304,3 38,1

T13L2_P4 101,8 210,4 1,937 H+S 28,0 310,5 38,1

T13L1_P4 101,4 212,0 2,011 H 28,1 302,9 37,5

T13L1_P4 99,9 209,7 2,020 H 28,1 325,6 41,6

T13L1_P4 99,3 210,4 2,012 H 28,1 298,9 38,6

T13L1_P4 100,4 210,4 1,955 H+S 28,1 342,5 43,2

T13L1_P4 101,9 205,7 1,939 H+S 28,1 347,0 42,5

T13L1_P4 101,0 209,0 2,002 H+S 28,1 342,1 42,7

T13L3_P4 102,2 208,4 2,000 H 28,2 305,1 37,2

T13L3_P4 99,0 209,8 1,993 H 28,2 285,1 37,0

T13L3_P4 100,5 209,9 2,027 H 28,2 278,9 35,1

4 T13L

15,5

26,0

31,4

32,5

38,4

39,7

39,2

42,8

36,5

1,99

0,99

0,63

1,24

0,41

1,89

1,71

0,30

0,93

4,4

0,7

2,5

13,6 18,4

24,4 26,9

30,5 32,0

30,5

12,8

3,8

2,0

3,8

1,1

4,8

42,5 43,2

35,1 37,2

33,8

37,8 38,9

38,1 42,8

37,5 41,6

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146

Tableau 5-14 : Résultats des essais de compression pour le mélange T13L de la phase P5

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de fc,i fc,min fc,max fc,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P5 99,4 209,8 2,002 H 1,0 179,3 23,1

T13L2_P5 100,5 208,4 2,039 H 1,0 180,2 22,7

T13L2_P5 101,1 209,3 2,016 H 1,0 189,0 23,6

T13L2_P5 101,1 208,9 2,007 H 1,0 196,6 24,5

T13L2_P5 100,9 210,3 2,055 H 3,0 278,9 34,9

T13L2_P5 101,9 209,7 1,998 H 3,0 239,8 29,4

T13L2_P5 101,6 211,1 2,043 H 3,0 267,3 33,0

T13L2_P5 100,9 210,7 2,016 H 3,0 244,2 30,6

T13L2_P5 101,5 212,7 2,021 H 7,0 285,6 35,3

T13L2_P5 99,8 211,0 2,015 H 7,0 262,9 33,6

T13L2_P5 99,7 210,5 2,009 H 7,0 266,9 34,2

T13L2_P5 102,2 210,3 2,007 H 7,0 285,1 34,8

T13L2_P5 101,1 211,7 2,024 H+S 7,0 326,5 40,6

T13L2_P5 102,3 210,7 2,011 H+S 7,0 313,2 38,1

T13L2_P5 99,1 208,9 2,029 H+S 7,0 281,6 36,5

T13L2_P5 101,6 210,4 2,000 H+S 7,0 318,5 39,3

T13L2_P5 98,7 197,2 1,982 H 28,0 300,3 39,2

T13L2_P5 99,5 210,7 2,043 H 28,0 354,1 45,5

T13L2_P5 101,1 210,9 2,057 H 28,0 362,5 45,1

T13L2_P5 101,5 205,8 2,037 H 28,0 326,1 40,3

T13L2_P5 99,2 213,1 1,994 H+S 28,0 362,1 46,9

T13L2_P5 101,0 209,8 1,982 H+S 28,0 329,6 41,2

T13L2_P5 100,6 211,2 2,021 H+S 28,0 339,0 42,7

T13L2_P5 99,7 210,3 2,048 H+S 28,0 364,3 46,7

T13L1_P5 101,1 209,2 1,994 H 28,1 304,3 37,9

T13L1_P5 98,9 208,9 2,044 H 28,1 337,2 43,9

T13L1_P5 100,4 208,1 2,043 H 28,1 348,3 44,0

T13L1_P5 101,6 210,0 1,958 H+S 28,1 359,0 44,3

T13L1_P5 101,3 208,7 1,977 H+S 28,1 317,6 39,4

T13L1_P5 100,9 210,4 1,968 H+S 28,1 331,8 41,5

T13L3_P5 101,1 209,8 2,040 H 28,2 338,5 42,2

T13L3_P5 100,1 211,3 2,047 H 28,2 357,6 45,5

T13L3_P5 100,8 210,9 2,058 H 28,2 321,6 40,3

5 T13L

23,5

31,9

34,5

38,6

42,5

44,4

41,9

41,7

42,7

0,67

2,12

0,62

1,53

2,82

2,48

2,84

1,99

2,12

6,8

4,8

5,0

22,7 24,5

29,4 34,9

33,6 35,3

36,5

2,9

6,6

1,8

4,0

6,6

5,6

39,4 44,3

40,3 45,5

40,6

39,2 45,5

41,2 46,9

37,9 44,0

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147

Annexe C : Résultats des essais de résistance en traction

Tableau 5-15 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5T2_P1 102,1 203,2 H 1,0 54,7 1,7

T5T2_P1 100,2 203,5 H 1,0 45,4 1,4

T5T2_P1 101,1 202,4 H 1,0 41,4 1,3

T5T2_P1 100,4 203,8 H 3,1 78,7 2,5

T5T2_P1 101,6 203,2 H 3,1 87,2 2,7

T5T2_P1 100,0 204,1 H 3,1 82,3 2,6

T5T2_P1 101,3 203,1 H 7,1 87,2 2,7

T5T2_P1 102,5 203,4 H 7,1 100,1 3,1

T5T2_P1 100,9 202,3 H 7,1 106,8 3,3

T5T1_P1 101,1 203,3 H+S 7,2 102,8 3,2

T5T1_P1 101,1 203,1 H+S 7,2 93,9 2,9

T5T1_P1 100,8 203,2 H+S 7,2 82,3 2,6

T5T2_P1 102,1 202,7 H 27,9 117,9 3,6

T5T2_P1 101,0 204,9 H 27,9 117,9 3,6

T5T2_P1 99,8 205,3 H 27,9 127,2 4,0

T5T1_P1 99,0 204,1 H+S 28,0 106,8 3,4

T5T1_P1 100,7 202,9 H+S 28,1 116,5 3,6

T5T1_P1 100,7 204,2 H+S 28,1 96,5 3,0

0,26 10,5

3,6 4,0 3,7 0,15 5,5

11,4

2,6 3,2 2,9 0,26 11,8

0,26

14,9

2,5 2,7 2,6 0,10 5,0

0,16

1 T5T

1,3 1,7 1,5

2,7 3,3 3,0

3,0 3,6 3,3

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148

Tableau 5-16 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5L2_P1 101,0 204,8 H 1,0 44,5 1,4

T5L2_P1 101,2 203,5 H 1,1 41,8 1,3

T5L2_P1 100,1 204,2 H 1,1 45,4 1,4

T5L2_P1 101,7 205,2 H 3,1 72,5 2,2

T5L2_P1 99,2 205,8 H 3,1 73,0 2,3

T5L2_P1 101,6 204,5 H 3,1 82,3 2,5

T5L2_P1 101,8 203,4 H 7,2 82,3 2,5

T5L2_P1 100,9 205,4 H 7,2 74,7 2,3

T5L2_P1 102,0 203,1 H 7,2 65,4 2,0

T5L1_P1 101,9 202,4 H+S 7,3 79,6 2,5

T5L1_P1 99,6 203,9 H+S 7,3 80,1 2,5

T5L1_P1 101,0 204,1 H+S 7,3 80,5 2,5

T5L2_P1 101,9 204,2 H 27,9 89,9 2,8

T5L2_P1 101,8 203,1 H 28,0 84,5 2,6

T5L2_P1 102,0 204,5 H 28,0 97,4 3,0

T5L1_P1 101,1 204,4 H+S 28,0 98,8 3,0

T5L1_P1 101,6 205,1 H+S 28,0 86,3 2,6

T5L1_P1 101,1 204,1 H+S 28,0 86,3 2,7

0,19 8,9

2,6 3,0 2,8 0,15 7,3

12,4

2,5 2,5 2,5 0,02 1,1

0,21

4,9

2,2 2,5 2,3 0,13 7,6

0,05

1 T5L

1,3 1,4 1,4

2,0 2,5 2,3

2,6 3,0 2,8

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149

Tableau 5-17 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13T2_P1 101,0 203,4 H 1,1 72,5 2,2

T13T2_P1 102,1 203,6 H 1,1 69,8 2,1

T13T2_P1 101,5 204,0 H 1,1 89,0 2,7

T13T2_P1 102,4 204,1 H 3,1 132,6 4,0

T13T2_P1 101,7 203,4 H 3,1 106,8 3,3

T13T2_P1 100,7 203,7 H 3,1 113,4 3,5

T13T2_P1 101,0 203,5 H 7,3 119,7 3,7

T13T2_P1 101,1 203,4 H 7,3 148,6 4,6

T13T2_P1 101,6 204,0 H 7,1 100,5 3,1

T13T1_P1 102,1 205,4 H+S 7,4 101,4 3,1

T13T1_P1 101,1 205,5 H+S 7,4 110,8 3,4

T13T1_P1 99,9 206,6 H+S 7,4 108,5 3,3

T13T2_P1 99,5 204,3 2,349 H 28,4 133,4 4,2

T13T2_P1 100,9 203,6 2,330 H 28,4 129,0 4,0

T13T1_P1 101,0 204,2 2,271 H+S 28,5 124,6 3,8

T13T1_P1 101,6 203,6 2,253 H+S 28,5 127,2 3,9

T13T1_P1 99,7 202,9 2,323 H+S 28,4 127,2 4,0

0,07 2,3

4,0 4,2 4,1 0,09 4,5

21,8

3,1 3,4 3,3 0,14 5,6

0,62

14,6

3,3 4,0 3,6 0,31 11,6

0,26

1 T13T

2,1 2,7 2,4

3,1 4,6 3,8

3,8 4,0 3,9

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150

Tableau 5-18 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P1 100,8 204,5 H 1,1 64,9 2,0

T13L2_P1 100,6 205,7 H 1,1 72,5 2,2

T13L2_P1 99,5 204,0 H 1,1 69,8 2,2

T13L2_P1 102,1 206,0 H 3,2 73,4 2,2

T13L2_P1 100,2 203,2 H 3,2 91,6 2,9

T13L2_P1 99,9 203,8 H 3,2 90,3 2,8

T13L2_P1 101,7 206,3 H 7,1 106,3 3,2

T13L2_P1 100,4 203,0 H 7,1 81,8 2,6*

T13L2_P1 100,9 204,5 H 7,1 103,2 3,2

T13L1_P1 100,2 205,2 H+S 7,1 91,2 2,8

T13L1_P1 100,9 205,9 H+S 7,1 101,4 3,1

T13L1_P1 101,8 204,0 H+S 7,1 73,4 2,3*

T13L2_P1 101,4 205,4 1,946 H 28,2 142,3 4,4

T13L2_P1 101,5 204,5 1,923 H 28,2 105,0 3,2

T13L2_P1 101,9 204,4 1,984 H 28,2 126,3 3,9

T13L1_P1 101,4 204,2 1,895 H+S 28,2 95,2 2,9

T13L1_P1 100,3 205,0 1,878 H+S 28,2 115,2 3,6

T13L1_P1 101,0 205,5 1,896 H+S 28,2 102,3 3,1

0,27 11,0

3,2 4,4 3,8 0,46 16,2

13,6

2,8 3,1 3,0 0,36 17,4

0,31

6,1

2,2 2,9 2,6 0,29 14,8

0,10

1 T13L

2,0 2,2 2,1

3,2 3,2 3,2

2,9 3,6 3,2

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151

Tableau 5-19 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5T1_P3 101,1 204,4 H 1,1 37,4 1,2

T5T1_P3 100,2 203,5 H 1,1 45,4 1,4

T5T1_P3 101,0 203,2 H 1,1 38,7 1,2

T5T1_P3 101,6 203,3 H 3,1 62,3 1,9

T5T1_P3 99,7 204,2 H 3,1 66,7 2,1

T5T1_P3 98,9 202,4 H 3,1 69,8 2,2

T5T1_P3 101,9 203,8 H 7,3 83,2 2,6

T5T1_P3 101,0 202,5 H 7,3 93,4 2,9

T5T1_P3 100,7 204,6 H 7,3 94,7 2,9

T5T2_P3 101,4 204,0 H+S 7,3 89,9 2,8

T5T2_P3 101,6 202,6 H+S 7,3 103,6 3,2

T5T2_P3 101,6 202,9 H+S 7,3 104,5 3,2

T5T1_P3 100,8 204,6 2,277 H 28,0 110,8 3,4

T5T1_P3 100,1 202,7 2,266 H 28,0 101,4 3,2

T5T1_P3 99,6 202,3 2,265 H 28,0 130,8 4,1

T5T2_P3 101,7 200,1 2,226 H+S 28,0 100,5 3,1

T5T2_P3 101,6 202,1 2,230 H+S 28,0 103,2 3,2

T5T2_P3 101,7 203,5 2,225 H+S 28,0 109,4 3,4

0,09 3,9

3,2 4,1 3,6 0,40 15,0

8,3

2,8 3,2 3,1 0,21 9,2

0,17

12,3

1,9 2,2 2,1 0,12 8,0

0,12

3 T5T

1,2 1,4 1,3

2,6 2,9 2,8

3,1 3,4 3,2

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152

Tableau 5-20 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T5L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T5L1_P3 101,2 204,1 1,959 H 1,1 48,0 1,5

T5L1_P3 100,9 205,2 1,955 H 1,1 34,7 1,1

T5L1_P3 101,8 203,8 1,952 H 1,1 41,8 1,3

T5L1_P3 99,8 204,15 1,949 H 3,1 58,3 1,8

T5L1_P3 100,9 203,85 1,948 H 3,1 65,4 2,0

T5L1_P3 98,9 203,47 1,939 H 3,1 74,7 2,4

T5L1_P3 101,1 206,22 1,934 H 7,3 97,9 3,0

T5L1_P3 102,0 205,58 1,931 H 7,3 79,6 2,4

T5L1_P3 100,9 204,95 1,976 H 7,3 67,6 2,1

T5L2_P3 100,7 203,9 1,874 H+S 7,3 81,0 2,5

T5L2_P3 101,9 203,98 1,874 H+S 7,3 66,3 2,0

T5L2_P3 101,5 204,53 1,862 H+S 7,3 74,7 2,3

T5L1_P3 99,4 204,35 1,985 H ### 100,1 3,1

T5L1_P3 99,2 203,52 1,977 H ### 95,2 3,0

T5L1_P3 100,9 204,3 1,973 H ### 72,5 2,2*

T5L2_P3 101,2 203,9 1,849 H+S ### 82,7 2,6

T5L2_P3 99,2 204,7 1,855 H+S ### 79,6 2,5

T5L2_P3 101,2 204,1 1,846 H+S ### 84,5 2,6

0,04 2,3

3,0 3,1 3,1 0,40 18,9

20,0

2,0 2,5 2,3 0,20 11,5

0,37

17,7

1,8 2,4 2,1 0,22 14,5

0,17

3 T5L

1,1 1,5 1,3

2,1 3,0 2,5

2,5 2,6 2,6

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153

Tableau 5-21 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13T1_P3 101,8 203,0 0 H 1,3 92,5 2,8

T13T1_P3 99,4 202,7 0 H 2,2 94,7 3,0

T13T1_P3 101,2 202,7 0 H 2,2 78,7 2,4

T13T1_P3 101,4 203,33 2,350 H 3,4 117,0 3,6

T13T1_P3 99,9 203,58 2,342 H 3,4 115,2 3,6

T13T1_P3 101,8 202,53 2,345 H 3,4 124,1 3,8

T13T1_P3 99,8 202,76 2,353 H 7,4 122,8 3,9

T13T1_P3 101,0 203,5 2,349 H 7,4 120,1 3,7

T13T1_P3 101,6 203,69 2,334 H 7,4 120,5 3,7

T13T2_P3 99,5 203,25 2,288 H+S 7,4 109,0 3,4

T13T2_P3 100,8 203,08 2,289 H+S 7,4 108,1 3,4

T13T2_P3 101,3 203,83 2,280 H+S 7,4 106,3 3,3

T13T1_P3 100,2 203,74 2,327 H 28,3 161,0 5,0

T13T1_P3 102,2 202,5 2,321 H 28,3 140,6 4,3

T13T1_P3 99,4 203,31 2,350 H 28,3 150,8 4,7

T13T2_P3 99,6 204,4 2,270 H+S 27,3 126,8 4,0

T13T2_P3 101,5 203,3 2,290 H+S 28,3 116,5 3,6

T13T2_P3 101,0 204,4 2,287 H+S 28,3 113,4 3,5

0,20 7,3

4,3 5,0 4,7 0,29 8,1

2,5

3,3 3,4 3,4 0,06 2,5

0,07

11,3

3,6 3,8 3,7 0,11 3,8

0,23

3 T13T

2,4 3,0 2,8

3,7 3,9 3,8

3,5 4,0 3,7

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154

Tableau 5-22 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L1_P3 101,1 203,9 1,905 H 1,0 52,9 1,6

T13L1_P3 99,3 204,4 1,907 H 1,0 50,3 1,6

T13L1_P3 101,3 204,2 1,886 H 1,0 49,4 1,5

T13L1_P3 100,8 204,53 1,903 H 3,1 64,5 2,0

T13L1_P3 101,9 204,67 1,800 H 3,1 69,8 2,1

T13L1_P3 99,3 204,86 1,975 H 3,1 61,4 1,9

T13L1_P3 100,7 203,4 1,956 H 7,1 68,9 2,1

T13L1_P3 102,4 203,6 1,873 H 7,1 98,8 3,0

T13L1_P3 101,1 203,5 1,917 H 7,1 98,8 3,1

T13L2_P3 99,5 203,8 1,907 H+S 7,2 83,6 2,6

T13L2_P3 101,2 203,9 1,900 H+S 7,2 68,1 2,1

T13L2_P3 99,9 204,3 1,927 H+S 7,2 84,1 2,6

T13L1_P3 100,1 204,1 H 28,1 104,5 3,3

T13L1_P3 98,9 204,31 1,924 H 28,1 117,9 3,7

T13L1_P3 101,3 203,98 1,886 H 28,1 105,0 3,2

T13L2_P3 100,7 204,7 1,866 H+S 28,2 91,2 2,8

T13L2_P3 101,9 206,0 1,832 H+S 28,2 89,0 2,7

T13L2_P3 100,8 204,4 1,862 H+S 28,2 73,0 2,3

0,24 12,5

3,2 3,7 3,4 0,22 8,7

20,5

2,1 2,6 2,4 0,25 13,4

0,42

4,0

1,9 2,1 2,0 0,09 5,8

0,05

1 T13L

1,5 1,6 1,6

2,1 3,1 2,7

2,3 2,8 2,6

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155

Tableau 5-23 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase P4

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P4 99,7 205,1 1,978 H 1,0 57,4 1,8

T13L2_P4 100,5 203,5 1,939 H 1,0 62,7 2,0

T13L2_P4 99,1 205,2 1,990 H 1,0 48,9 1,5

T13L2_P4 102,0 204,4 1,916 H 3,0 81,0 2,5

T13L2_P4 100,1 203,4 1,904 H 3,0 71,2 2,2

T13L2_P4 99,9 203,5 1,935 H 3,0 64,9 2,0

T13L2_P4 99,2 206,0 1,943 H 7,0 80,5 2,5

T13L2_P4 100,3 204,7 1,970 H 7,0 94,7 2,9

T13L2_P4 101,3 203,0 1,971 H 7,0 77,8 2,4

T13L2_P4 100,5 202,9 1,959 H+S 7,0 85,0 2,7

T13L2_P4 100,1 203,7 1,881 H+S 7,0 77,8 2,4

T13L2_P4 100,8 203,9 1,898 H+S 7,0 73,4 2,3

T13L2_P4 101,0 204,2 1,936 H 28,0 102,8 3,2

T13L2_P4 101,2 204,6 1,941 H 28,0 120,5 3,7

T13L2_P4 100,1 206,3 1,946 H 28,0 130,8 4,0

T13L2_P4 101,8 201,3 1,893 H+S 28,0 96,5 3,0

T13L2_P4 101,7 202,9 1,926 H+S 28,0 76,1 2,3

T13L2_P4 100,6 204,3 1,937 H+S 28,0 105,9 3,3

4 T13L

1,5

2,0

2,4

2,3

3,2

2,3 2,9

2,0

2,5

2,9

2,7

4,0

3,3

1,8

2,2

2,6

2,5

3,6

13,6

0,17

0,18

0,23

0,16

0,35

0,39

9,8

8,0

8,7

6,4

9,7

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156

Tableau 5-24 : Détermination de la résistance en traction pour le mélange T13L de la phase P5

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Force de ft,i ft,min ft,max ft,moy Ecart Ecart

moy rupture type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [kN] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] [%]

T13L2_P5 99,9 204,8 1,966 H 1,0 62,3 1,9

T13L2_P5 99,1 204,0 1,961 H 1,0 55,6 1,8

T13L2_P5 99,5 203,3 1,994 H 1,0 68,9 2,2

T13L2_P5 101,7 202,1 2,011 H 3,0 81,0 2,5

T13L2_P5 102,0 203,4 1,949 H 3,0 98,8 3,0

T13L2_P5 101,6 204,4 1,940 H 3,0 78,3 2,4

T13L2_P5 99,7 203,0 1,962 H 7,0 94,7 3,0

T13L2_P5 101,5 203,7 1,991 H 7,0 96,5 3,0

T13L2_P5 101,1 204,5 1,982 H 7,0 97,0 3,0

T13L2_P5 100,8 203,2 1,973 H+S 7,0 83,2 2,6

T13L2_P5 101,4 201,3 1,968 H+S 7,0 89,0 2,8

T13L2_P5 102,3 202,8 1,936 H+S 7,0 99,2 3,0

T13L2_P5 99,3 204,2 2,001 H 28,0 115,7 3,6

T13L2_P5 100,0 203,5 2,007 H 28,0 109,9 3,4

T13L2_P5 101,1 204,9 1,989 H 28,0 108,5 3,3

T13L2_P5 100,7 204,5 1,931 H+S 28,0 102,8 3,2

T13L2_P5 101,0 203,5 1,953 H+S 28,0 97,9 3,0

T13L2_P5 101,3 203,0 1,977 H+S 28,0 106,8 3,3

5 T13L

1,8

2,4

3,0

2,6

3,3

3,0 3,2

2,2

3,0

3,0

3,0

3,6

3,3

2,0

2,6

3,0

2,8

3,5

3,5

0,17

0,28

0,01

0,19

0,12

0,11

8,8

10,4

0,2

6,7

3,5

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157

Annexe D : Résultats des essais de module élastique

Tableau 5-25 : Détermination du module élastique du mélange T5T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T5T2_P1 101,7 198,4 H 1,0 19,1 18,8

T5T2_P1 100,9 201,1 H 1,0 17,8 19,3

T5T2_P1 99,5 199,5 H 1,1 19,3 19,7

T5T2_P1 99,2 200,6 H 3,1 25,4 25,4

T5T2_P1 101,4 198,0 H 3,1 25,8 26,5

T5T2_P1 100,1 201,3 H 3,1 27,5 27,3

T5T2_P1 98,9 201,6 H 7,1 29,8 30,0

T5T2_P1 101,5 202,3 H 7,1 29,9 29,6

T5T2_P1 99,8 201,4 H 7,1 28,5 28,6

T5T1_P1 101,3 197,5 H+S 7,2 27,8 28,3

T5T1_P1 102,0 200,9 H+S 7,2 34,8* 34,7*

T5T1_P1 101,7 199,3 H+S 7,2 25,4 24,8

T5T2_P1 102,2 198,4 H 27,9 34,0 35,0

T5T2_P1 100,8 198,8 H 27,9 33,9 33,2

T5T2_P1 101,6 198,3 H 27,9 33,9 33,9

T5T1_P1 101,0 200,6 H+S 28,0 32,6 32,9

T5T1_P1 101,0 199,4 H+S 28,1 32,5 32,2

T5T1_P1 101,4 201,1 H+S 28,1 34,8 34,8

1,08 3,2

33,2 35,0 0,53 1,634,0

33,3

2,1

24,8 28,3 1,50 5,6

0,6129,4

26,6

3,2

25,4 27,5 0,85 3,2

0,6019,0

26,3

1 T5T

17,8 19,7

28,5 30,0

32,2 34,8

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158

Tableau 5-26 : Détermination du module élastique du mélange T5L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T5L2_P1 101,0 198,0 H 1,0 15,3 14,0

T5L2_P1 101,1 200,6 H 1,1 13,5 12,4

T5L2_P1 100,8 199,5 H 1,1

T5L2_P1 101,3 199,8 H 3,1 19,3 19,2

T5L2_P1 101,0 198,9 H 3,1 16,5 17,3

T5L2_P1 101,8 199,1 H 3,1 16,6 17,1

T5L2_P1 100,7 199,5 H 7,2 12,8* 18,0

T5L2_P1 99,8 199,9 H 7,2 20,9 21,1

T5L2_P1 101,6 107,4 H 7,2 18,5 15,7

T5L1_P1 100,7 198,9 H+S 7,3

T5L1_P1 100,7 198,4 H+S 7,3 20,3 21,1

T5L1_P1 101,0 197,8 H+S 7,3 19,5 19,6

T5L2_P1 99,9 199,9 H 27,9 23,0 23,1

T5L2_P1 99,9 200,7 H 28,0 22,7 23,0

T5L2_P1 98,9 201,0 H 28,0 23,0 22,8

T5L1_P1 100,9 199,2 H+S 28,0 20,9 21,0

T5L1_P1 100,8 199,8 H+S 28,0 20,8 21,0

T5L1_P1 101,7 199,7 H+S 28,0 20,9 21,0

0,07 0,4

22,7 23,1 22,9 0,14 0,6

10,6

19,5 21,1 20,1 0,64 3,2

2,00

7,5

16,5 19,3 17,7 1,15 6,5

1,04

1 T5L

12,4 15,3 13,8

15,7 21,1 18,8

20,8 21,0 20,9

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159

Tableau 5-27 : Détermination du module élastique du mélange T13T de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13T2_P1 100,7 198,5 H 1,1 23,0 23,2

T13T2_P1 99,8 199,5 H 1,1 23,8 23,6

T13T2_P1 99,8 198,4 H 1,1 24,0 24,4

T13T2_P1 100,5 200,8 H 3,1 30,3 30,1

T13T2_P1 100,9 200,1 H 3,1 14,7* 14,8*

T13T2_P1 101,1 201,6 H 3,1 28,7 28,8

T13T2_P1 101,0 200,6 H 7,3 30,6 31,5

T13T2_P1 100,3 198,9 H 7,3 33,4 33,5

T13T2_P1 100,2 198,9 H 7,1 31,2 31,2

T13T1_P1 102,1 200,1 H+S 7,4

T13T1_P1 102,2 198,8 H+S 7,4 31,6 31,5

T13T1_P1 101,0 200,4 H+S 7,4 30,8 30,9

T13T2_P1 101,0 201,2 2,343 H 28,4 35,8 36,1

T13T2_P1 101,5 199,5 2,358 H 28,4 40,5 40,8

T13T2_P1 101,6 200,3 2,337 H 28,4 36,6 36,7

T13T1_P1 100,8 200,0 2,310 H+S 28,5 32,5 32,9

T13T1_P1 102,0 200,3 2,279 H+S 28,5 33,4 33,4

T13T1_P1 99,4 198,9 2,280 H+S 28,4 35,7

1,11 3,3

35,8 40,8 37,8 2,07 5,5

3,5

30,8 31,6 31,2 0,35 1,1

1,13

2,0

28,7 30,3 29,5 0,73 2,5

0,47

1 T13T

23,0 24,4 23,7

30,6 33,5 31,9

32,5 35,7 33,6

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160

Tableau 5-28 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P1

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13L2_P1 100,8 197,6 H 1,1 18,7 18,6

T13L2_P1 101,1 199,2 H 1,0 17,0 17,2

T13L2_P1 102,3 199,7 H 1,1 17,6 17,8

T13L2_P1 102,1 198,9 H 3,2 20,5 20,4

T13L2_P1 101,2 200,6 H 3,2 22,3 22,0

T13L2_P1 100,9 197,7 H 3,2 21,0 21,2

T13L2_P1 102,7 198,0 H 7,1 22,6 22,6

T13L2_P1 101,0 198,5 H 7,1 24,2 24,1

T13L2_P1 99,2 198,9 H 7,1 25,8 26,0

T13L1_P1 98,9 198,2 H+S 7,1 23,2 23,1

T13L1_P1 100,9 200,0 H+S 7,1 23,2 23,7

T13L1_P1 99,8 198,8 H+S 7,1 21,6 22,2

T13L2_P1 101,2 197,5 1,961 H 28,2 24,9 24,6

T13L2_P1 101,6 198,8 1,949 H 28,2 24,6 24,6

T13L2_P1 100,2 198,8 1,965 H 28,2 28,1 28,1

T13L1_P1 102,0 197,1 1,908 H+S 28,2 24,1 23,7

T13L1_P1 101,7 199,9 1,898 H+S 28,2 22,0 23,1

T13L1_P1 100,8 198,7 1,913 H+S 28,2 23,4 22,8

0,67 2,9

24,6 28,1 25,8 1,62 6,3

5,6

21,6 23,7 22,8 0,71 3,1

1,35

3,6

20,4 22,3 21,2 0,71 3,3

0,64

1 T13L

17,0 18,7 17,8

22,6 26,0 24,2

22,0 24,1 23,2

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161

Tableau 5-29 : Détermination du module élastique du mélange T5T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T5T1_P3 101,9 209,0 H 1,1 19,4 19,3

T5T1_P3 100,7 211,9 H 1,1 19,4 19,3

T5T1_P3 100,7 210,7 H 1,1 16,7 16,7

T5T1_P3 99,4 209,4 H 3,1 24,2 23,9

T5T1_P3 101,5 208,5 H 3,1 22,1 22,0

T5T1_P3 99,9 208,5 H 3,1 23,4 21,9

T5T1_P3 99,7 209,1 H 7,3 26,0 26,5

T5T1_P3 101,4 209,4 H 7,3 25,3 25,8

T5T1_P3 99,5 208,3 H 7,3 26,6 25,5

T5T2_P3 101,5 210,2 H+S 7,3 27,8 28,6

T5T2_P3 99,1 208,1 H+S 7,2 26,9 27,0

T5T2_P3 101,8 208,9 H+S 7,3 28,4 27,4

T5T1_P3 99,5 195,6 2,269 H 28,0 30,8 29,9

T5T1_P3 101,5 195,8 2,282 H 28,0 32,0 30,9

T5T1_P3 101,5 195,2 2,271 H 28,0 31,3 33,0

T5T2_P3 101,5 196,7 2,243 H+S 27,9 28,3 28,8

T5T2_P3 100,1 196,9 2,233 H+S 28,0 30,2 29,5

T5T2_P3 101,2 198,4 2,229 H+S 28,0 29,2 30,7

0,81 2,7

29,9 33,0 31,3 0,98 3,1

1,8

26,9 28,6 27,7 0,65 2,3

0,48

6,8

21,9 24,2 22,9 0,95 4,1

1,25

3 T5T

16,7 19,4 18,5

25,3 26,6 26,0

28,3 30,7 29,5

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162

Tableau 5-30 : Détermination du module élastique du mélange T5L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T5L1_P3 99,7 193,3 1,952 H 1,1 12,7 13,2

T5L1_P3 101,7 193,4 1,959 H 1,1 11,6 11,9

T5L1_P3 101,7 195,4 1,946 H 1,1 13,8 14,2

T5L1_P3 99,6 193,9 1,956 H 3,1 15,4 16,8

T5L1_P3 99,2 196,2 1,959 H 3,1 17,6 17,7

T5L1_P3 101,5 195,3 1,932 H 3,1 15,5 15,2

T5L1_P3 100,9 198,8 1,943 H 7,3 18,6 18,7

T5L1_P3 100,5 195,2 1,987 H 7,3 20,1 19,4

T5L1_P3 100,2 196,2 1,943 H 7,3 18,7 18,2

T5L2_P3 102,2 195,4 1,856 H+S 7,3 18,2 18,4

T5L2_P3 99,4 195,2 1,919 H+S 7,3 21,5 21,7

T5L2_P3 101,3 198,8 1,886 H+S 7,3 18,7 18,8

T5L1_P3 100,8 198,5 1,956 H 28,3 21,7 22,1

T5L1_P3 102,3 197,1 1,969 H 28,3 22,4 22,7

T5L1_P3 101,2 196,8 1,965 H 28,3 21,8 22,6

T5L2_P3 101,9 197,5 1,864 H+S 28,3 20,1 20,8

T5L2_P3 100,8 196,1 1,885 H+S 28,3 19,4 19,9

T5L2_P3 101,8 196,0 1,858 H+S 28,3 20,1 20,9

3 T5L

11,6 14,2 12,9

18,2 20,1 19,0

19,4 20,9 20,2

7,3

15,2 17,7 16,4 1,04 6,4

0,94

3,3

18,2 21,7 19,6 1,46 7,5

0,62

0,52 2,6

21,7 22,7 22,2 0,38 1,7

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163

Tableau 5-31 : Détermination du module élastique du mélange T13T de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13T1_P3 101,6 209,3 0 H 2,2 30,3 29,7

T13T1_P3 101,5 208,5 0 H 2,2 30,8 30,6

T13T1_P3 101,6 209,9 0 H 2,2 30,9 32,0

T13T1_P3 102,5 210,3 2,363 H 3,4 35,7 36,4

T13T1_P3 100,9 209,0 2,382 H 3,4 31,7 34,2

T13T1_P3 99,4 208,8 2,363 H 3,4 36,3 37,6

T13T1_P3 99,2 197,2 2,350 H 7,4 34,1 34,1

T13T1_P3 100,7 198,2 2,381 H 7,4 36,4 36,4

T13T1_P3 100,0 197,7 2,350 H 7,4 35,5 35,5

T13T2_P3 99,5 198,7 2,284 H+S 7,4 34,9 33,9

T13T2_P3 101,8 199,5 2,256 H+S 7,4 31,0 31,8

T13T2_P3 102,1 201,0 2,275 H+S 7,4 33,1 33,0

T13T1_P3 101,6 207,0 2,399 H 28,3 38,5 38,7

T13T1_P3 102,0 208,7 2,359 H 28,3 34,4 35,8

T13T1_P3 99,5 208,2 2,386 H 28,3 37,6 38,7

T13T2_P3 101,8 209,2 2,279 H+S 28,3 36,6 36,4

T13T2_P3 101,9 208,6 2,321 H+S 28,3 34,0 34,6

T13T2_P3 102,6 208,4 2,312 H+S 28,3 33,0 33,5

3 T13T

34,1 36,4 35,3

33,0 36,6 34,7

29,7 32,0 30,7 0,70 2,3

31,7 37,6 35,3 1,91 5,4

2,7

31,0 34,9 33,0 1,28 3,9

0,95

1,37 4,0

34,4 38,7 37,3 1,64 4,4

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164

Tableau 5-32 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P3

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13L1_P3 101,4 197,0 1,921 H 1,0 16,6 16,0

T13L1_P3 99,6 193,1 1,917 H 1,0 15,7 15,5

T13L1_P3 101,7 195,1 1,905 H 1,0 15,8 16,3

T13L1_P3 100,2 195,6 1,913 H 3,1

T13L1_P3 101,1 197,9 1,883 H 3,1 20,2 19,4

T13L1_P3 100,6 196,7 1,892 H 3,1 20,4 19,7

T13L1_P3 99,5 193,4 1,914 H 7,1 19,6 19,1

T13L1_P3 99,4 193,1 1,921 H 7,1 20,8 20,5

T13L1_P3 99,6 193,2 1,929 H 7,1 21,1 20,7

T13L2_P3 100,8 195,7 1,911 H+S 7,2 19,7 19,6

T13L2_P3 101,4 193,6 1,888 H+S 7,2 19,9 19,3

T13L2_P3 100,4 196,7 1,911 H+S 7,2 18,3 19,0

T13L1_P3 99,7 196,0 1,871 H 28,1 26,4 27,2

T13L1_P3 100,6 188,5 1,907 H 28,1 21,5 20,7

T13L1_P3 99,7 194,6 1,899 H 28,1 22,6 22,5

T13L2_P3 99,9 195,8 1,869 H+S 28,2 21,6 21,8

T13L2_P3 101,2 191,4 1,882 H+S 28,2 21,3 21,7

T13L2_P3 101,6 195,1 1,862 H+S 28,2 21,4 20,6

3 T13L

15,5 16,6 16,0

19,1 21,1 20,3

20,6 21,8 21,4

2,3

19,4 20,4 19,9 0,40 2,0

0,37

3,5

18,3 19,9 19,3 0,53 2,8

0,71

0,40 1,8

20,7 27,2 23,5 2,44 10,4

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165

Tableau 5-33 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P4

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13L2_P4 99,3 196,1 1,954 H 1,0 15,6 15,8

T13L2_P4 100,8 195,9 1,960 H 1,0 17,3 22,2*

T13L2_P4 101,3 195,5 1,964 H 1,0 16,1 15,9

T13L2_P4 100,9 199,3 1,993 H 3,0 19,4 19,6

T13L2_P4 101,6 199,8 2,015 H 3,0 19,5 18,5

T13L2_P4 99,9 202,2 1,984 H 3,0 20,3 19,7

T13L2_P4 99,9 211,4 2,000 H 7,0 20,7 20,7

T13L2_P4 100,2 210,0 2,021 H 7,0 21,5 21,4

T13L2_P4 102,2 209,6 1,978 H 7,0 21,2 21,1

T13L2_P4 101,7 211,4 1,953 H+S 7,0 20,9 20,9

T13L2_P4 101,5 210,7 1,975 H+S 7,0 20,8 20,9

T13L2_P4 101,5 212,9 1,958 H+S 7,0 21,1 21,0

T13L2_P4 101,5 208,7 2,021 H 28,0 24,2 24,7

T13L2_P4 102,1 211,0 1,996 H 28,0 22,7 23,4

T13L2_P4 102,1 210,5 2,012 H 28,0 24,5 24,7

T13L2_P4 99,3 209,5 1,958 H+S 28,0 21,3 21,7

T13L2_P4 100,8 210,6 1,960 H+S 28,0 20,9 20,8

T13L2_P4 101,8 210,4 1,937 H+S 28,0 20,9 20,8

4 T13L

16,1

19,5

21,1

20,9

24,0

21,1

15,6 17,3

18,5 20,3

20,7 21,5

20,8

3,7

2,7

1,5

0,521,1

0,60

0,53

0,31

0,09

3,1

1,6

22,7 24,7

20,8 21,7 0,33

0,74

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166

Tableau 5-34 : Détermination du module élastique du mélange T13L de la phase P5

Phase Mélange Identification Diamètre Hauteur Densité brute Cure Age Emontée2 Emontée3 Emin Emax Emoy Ecart Ecart

moy type type

[mm] [mm] [kg/dm3] [j] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] [%]

T13L2_P5 100,5 208,4 2,039 H 1,0 18,8 18,5

T13L2_P5 101,1 209,3 2,016 H 1,0 19,0 19,2

T13L2_P5 101,1 208,9 2,007 H 1,0 21,6 21,7

T13L2_P5 101,9 209,7 1,998 H 3,0 20,6 20,2

T13L2_P5 101,6 211,1 2,043 H 3,0 22,9 23,2

T13L2_P5 100,9 210,7 2,016 H 3,0 20,6 21,0

T13L2_P5 99,8 211,0 2,015 H 7,0 23,8 23,7

T13L2_P5 99,7 210,5 2,009 H 7,0 23,3 23,2

T13L2_P5 102,2 210,3 2,007 H 7,0 23,3 23,2

T13L2_P5 102,3 210,7 2,011 H+S 7,0 23,0 22,9

T13L2_P5 99,1 208,9 2,029 H+S 7,0 23,9 23,8

T13L2_P5 101,6 210,4 2,000 H+S 7,0 23,6 23,6

T13L2_P5 99,5 210,7 2,043 H 28,0 27,1 27,0

T13L2_P5 101,1 210,9 2,057 H 28,0 25,7 25,7

T13L2_P5 101,5 205,8 2,037 H 28,0 26,7 26,7

T13L2_P5 101,0 209,8 1,982 H+S 28,0 23,5 23,5

T13L2_P5 100,6 211,2 2,021 H+S 28,0 23,2 23,2

T13L2_P5 99,7 210,3 2,048 H+S 28,0 23,5 23,4

5 T13L

19,8

21,4

23,4

23,5

26,5

23,4

18,5 21,7

20,2 23,2

23,2 23,8

22,9

6,7

5,5

1,0

1,623,9

1,33

1,18

0,24

0,38

2,2

0,6

25,7 27,1

23,2 23,5 0,13

0,57

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167

Tableau 5-35: Résultats des mesures des modules élastiques des mortiers fabriqués avec différents rapports E/L

* : Les valeurs suivies par ce symbole ne sont pas prises en compte dans le calcul des moyennes, car les courbes d’évolution de

la déformation en fonction de la charge présentent quelques irrégularités pour les prismes en question.

E/L 0,30 0,32 0,40 0,45 0,50

Montée 2

40,8

39,3

36,1*

40,1

35,6

35,8

36,0

35,8

31,5

30,5

32,1

31,4

27,0

27,5

28,3*

27,3

23,7

24,1

25,2*

23,9

Montée 3

38,6

39,2

38,4*

38,9

36,9

36,4

36,9

36,7

32,0

31,2

30,4

31,2

27,6

27,0

28,8*

27,3

24,4

23,8

25,2*

24,1

(GPa) 39,5 36,3 31,3 27,3 24,0

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168

Annexe E : Impact d’une mauvaise hypothèse sur le

paramètre MAD

Prenons le cas d’un mélange T13L fabriqué avec des GL dont la teneur en eau au moment de

gâcher s’élève à 21 %. L’objectif ici est d’illustrer dans quelle mesure une erreur sur l’estimation de

la quantité d’eau en provenance des GL qui va intervenir dans le rapport E/L. Pour ce faire, deux

hypothèses seront appliquées : d’un côté, le modèle couramment utilisé pour les bétons usuels et qui

est appliqué au béton léger lors de la phase P1, de l’autre, le modèle « Holm ».

La première étape consiste à évaluer avec les deux hypothèses la quantité d’eau qui sera

« libérée » par les GL. Le tableau n° ci-dessous en résume les principaux calculs, dont les termes

sont présentés au chapitre 3 du mémoire:

Tableau 5-36 : Estimation de la quantité apportée par les GL et qui sera comptée dans le rapport E/L,

selon l’hypothèse suivie

Ainsi, selon l’hypothèse choisie au moment de la formulation, on considère que les GL vont

relâcher soit 52,8 kg d’eau soit 13,2 kg d’eau, en considérant 1 m3 de béton.

Considérons maintenant deux cas. Dans le premier (tableau 4-12), la formulation est basée sur

l’hypothèse de la méthode usuelle et on observe alors les conséquences si, en réalité, les mouvements

d’eau s’effectuent selon la méthode « Holm ». Dans le second cas (tableau 4-13), le schéma inverse

est présenté.

Méthode usuelle Méthode « Holm »

M24h = 8,8 %

ρ = 1,449 x 1,088 = 1,565

MAB = 17,2 %

ρ = 1,449 x 1,172 = 1,686

MGL,SSS = 327,87 *1,565 = 513,1 kg

MGL,corr = 513,1*(1+0,21)/(1+0,088) = 570,7 kg

Eapportée = 57,5 kg

MGL,SSS = 327,87 *1,686 = 552,8 kg

MGL,corr = 552,8*(1+0,21)/(1+0,172) = 570,7 kg

Eapportée = 17,9 kg

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169

Tableau 5-37 : Illustration du premier cas

Formulation

basée sur la

méthode

usuelle

Mais, si en réalité,

cela se comporte

selon l’estimation

de Holm

Eau apportée par les GL (kg) 57,5 17,9

Eau pesée (kg) 86,0 90,7

Eau libre totale (kg) 143,5 108,6

Ciment (kg) 410,0 410,0

E/L (kg) 0,35 0,26

Tableau 5-38 : Illustration du second cas

Formulation

basée sur la

méthode

usuelle

Mais, si en réalité,

cela se comporte

selon l’estimation

de Holm

Eau apportée par les GL (kg) 17,9 57,5

Eau pesée (kg) 125,6 125,6

Eau libre totale (kg) 143,5 183,1

Ciment (kg) 410,0 410,0

E/L (kg) 0,35 0,45

Ainsi, ces deux applications mettent bien en évidence l’ampleur de l’impact d’une mauvaise

estimation du paramètre MAD. D’un rapport E/L de 0,35 initialement souhaité, il serait possible de se

retrouver avec un rapport de 0,26 ou de 0,45.

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170

Annexe F : Étude de l’influence de la cure interne sur la

zone de transition pâte-granulat avec CEMHYD3D

Cette étude a été initiée par Pierre Vincent Certain dans le cadre d’un projet spécial lié à sa

maîtrise. La description du fonctionnement du logiciel est empruntée à son rapport.

Dans le cadre du présent projet, l’objectif est de comparer l’impact d’une cure interne et des

granulats sur la porosité de la pâte en simulant l’hydratation du ciment autour d’un granulat.

Revue documentaire

Modélisation

Cette partie se base sur les trois manuels d’utilisation de CEMHYD3D rédigé par D.P.BENTZ.

CEMHYD3D est un modèle d’hydratation développé par D.P. Bentz permettant de simuler

numériquement l’hydratation du ciment Portland à partir de la composition réelle du clinker. Les

explications suivantes se rapportent à la version 3.0 du logiciel utilisée pour l’étude. L’utilisation du

modèle se fait en deux étapes : la première consiste à générer la microstructure du ciment anhydre à

partir de la courbe granulométrique du ciment et de la répartition des phases du clinker, la deuxième

permet de simuler l’hydratation du ciment. La validation du modèle peut se faire à partir de mesures

de retrait chimique, de chaleur d’hydratation, ou d’analyse de phases.

La figure n°5-3 présente les étapes nécessaires à la simulation de l’hydratation du ciment, le

principe de fonctionnement et les informations à fournir pour les trois programmes : genpartnew,

distrib3d, et disrealnew vont être exposées dans la suite du chapitre.

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171

Figure 5-3 : Procédure de CEMHYD3D sous forme d’organigramme

Le programme genpartnew génère une image en trois dimensions de la répartition des

particules du liant (ciment Portland, cendres volantes, fumées de silice, laitier) à partir de sa

distribution de taille des particules. Pour ce faire, la courbe granulométrique est discrétisée en

sphères de différents diamètres qui sont ensuite placées dans un cube de 100x100x100 voxels de

volume. Le choix de la dimension d’un voxel, c.-à-d. est un compromis entre une résolution

acceptable de la microstructure et sa charge de calcul. Le remplissage se fait de la sphère la plus

petite à la plus grande, sans permettre de superposition. Afin de prévenir tout problème lié à des

effets de bord, les conditions périodiques aux limites (CPL) sont appliquées aux frontières du cube.

De cette manière, si une partie d’une sphère outrepasse les limites du cube, son excédant est alors

placé sur la face opposée (voir la sphère en partie inférieure et supérieure gauche de la figure ). La

proportion de gypse du ciment étant distribuée directement sur la courbe granulométrique du ciment,

il est nécessaire de préciser à ce niveau le rapport de gypse introduit lors du broyage.

Lors de cette étape, il est également possible de placer une interface au centre du cube afin de

simuler la présence d’un granulat.

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172

Figure 5-4 : Vue en coupe de 100x100 µm2 du cube à la fin du premier processus

La répartition des particules de ciment ayant été générée, il est maintenant possible avec le

programme distrib3D de repartir les quatre phases majeures du clinker ( , , , ). Pour

connaitre la composition chimique du clinker, il est nécessaire de coupler des observations par

micrographie et par sonde EDS à un traitement d’image sur une plaque d’époxy polie dans laquelle

des particules de ciment sont dispersées. Les observations de la microstructure du clinker permettre

de mettre en évidence la présence des atomes des quatre phases majeurs (Ca, Si, Al, Fe et S), ensuite

le traitement d’image permet de donner la position des différentes phases. Par exemple, si une zone

renvoie une forte présence de fer, d’aluminium, et de calcium, ceci indique la présence de dans

cette zone. L’image finale en deux dimensions (figure 5-5) ainsi générée permet de calculer les

fractions volumiques et surfaciques de chaque phase du ciment concerné.

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173

Figure 5-5 : Section de 250µm x 250µm du ciment OTC après observation au microscope

électronique à balayage, analyse à la sonde EDS et retraitement informatique. Les couleurs de la plus

claire à la plus sombre représentent respectivement : , , et la porosité.

À partir de la répartition des particules de ciment obtenue à la première étape, et des

informations sur la répartition des phases dans les grains, le programme Distrib3D attribue à chaque

voxel une phase. Le cube obtenu est une représentation de la microstructure du ciment anhydre.

Avant de décrire le programme de simulation de l’hydratation, il convient de préciser les

réactions chimiques qui sont prises en compte. Celles-ci sont récapitulées dans la figure 5-6 ci-

dessous :

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Figure 5-6 : Modèle des réactions chimiques prises en compte par CEMHYD3D, les chiffres

indiquent le volume stœchiométrique de chaque élément dans l’équation considérée

Le dernier programme, disrealnew, utilise un algorithme basé sur les automates cellulaires.

L’évolution de chaque voxel du cube est régie par des lois spécifiques (diffusion, dissolution,

nucléation, croissance) dépendent de leur état à l’instant t. A l’instant t+1, en fonction de l’état des

voxels autour, et des différentes probabilités le système évolue. La figure 5-7 montre les différentes

évolutions du système.

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Figure 5-7 : Principes de formation des hydrates et phénomènes physiques associés

Afin d’illustrer ces mécanismes prenons l’exemple de l’hydratation du :

Un voxel de peut être éligible à la dissolution si des voxels de porosité sont présents dans

sont voisinage immédiat. Les particules de étant considérée comme très soluble, sa probabilité

de dissolution est grande. Le voxel de peut évoluer vers deux états : devenir un voxel de

Portlandite ou un voxel de . Un nombre aléatoire, compris entre 0 et 1, est généré afin

de le comparer à la probabilité d’occurrence d’un des deux phénomènes, si le nombre est supérieur,

l’événement ce produit.

L’occurrence de chaque probabilité est recalculée pour chaque voxel au début d’un nouveau

pas en fonction des voxels voisins. Par exemple l’hydratation du peut évoluer vers trois

différentes phases en fonction de sont environnent proche : de l’ettringite si le réagit avec du

gypse, du monosulfate si le rencontre un voxel d’ettringite, du si le réagit seul. La

diffusion des espèces est basée sur un algorithme d’automate cellulaire.

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Application dans le cadre de ce projet :

Dans l’étude des bétons légers, cette modélisation de l’hydratation du ciment est intéressante si

l’on veut essayer de quantifier le rôle de la cure interne. En particulier, les premières zones

concernées sont les zones de transition entre la pâte et les granulats, généralement nommée ITZ

(Interfacial Transition Zone). Ainsi, il sera présenté ici une estimation de la porosité pour quatre cas

après environ 28 jours, comme l’illustre le tableau n° ci-après :

Tableau 5-39 : Résultats de l’estimation de la porosité de la pâte, après une simulation d’hydratation

Comme on pouvait s’y attendre, les conditions saturées entrainent une meilleur hydratation et

donc une diminution de la porosité, et ce, pour les deux systèmes étudiés.

De plus, l’effet de bord est également mis en évidence par une porosité plus importante autour

du granulat, en comparaison avec la porosité moyenne du système sans interface.

Conclusion

A travers cette petite étude, on constate que l’impact d’une cure interne, traduit par les

conditions scellées, est assez réduit. En effet, il ya une différence de porosité d’environ 7,85 %

[(0,248/0,23-1)*100] si l’on s’attarde sur le système avec granulat. Bien que l’ITZ constitue une

zone cruciale dans les propriétés mécaniques du béton, on peut supposer qu’une différence de

Conditions

Porosité moyenne

dans une couche de

15 µm autour du

granulat

Système avec granulat Saturé 0,2300

Scellé 0,2480

Système sans granulat Saturé 0,1798

Scellé 0,2017

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porosité de cet ordre n’est pas suffisante pour créer des désordres significatifs. Dès lors, le modèle

simple à deux phases, qui ne prend pas en compte l’ITZ apparait raisonnable.

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Annexe G : Photos Durabilité

Gel-dégel

Deux séries de photos sont présentées ci-dessous. Elles concernent d’une part les prismes qui

n’ont pas passé le test du mélange T13L de la phase P3 (figure n°5-1) et d’autre part, les prismes de

la phase P4 dont un gros granulat léger a éclaté.

Figure 5-8 : Prismes de la phase P4 ayant échoué au test de gel-dégel

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Figure 5-9 : Prisme du mélange de la phase P4 présentant un granulat éclaté en surface

Ecaillage

Phase P3

Figure 5-10 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T5L

Figure 5-11 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T5L

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Figure 5-12 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T13T

Figure 5-13 : Plaques d’écaillage après 50 cycles pour le mélange T13L

Phases P4

a) b)

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181

a) b)

a) b)

Figure 5-14 : Plaques d’écaillage élaborées avec le mélange P4 et ayant suivi la cure de la norme

ASTM C672. En a) figure la plaque avant le début de l’essai, en b), après 50 cycles

Phases P5

a) b)

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a) b)

a) b)

Figure 5-15 : Plaques d’écaillage élaborées avec le mélange P5 et ayant suivi la cure de la norme

ASTM C672. En a), figure la plaque avant le début de l’essai, en b) après 50 cycles

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Annexe I : Résultats MTQ Pont-Rouge

Les résultats des essais menés par le MTQ sur des échantillons prélevés lors de la réalisation

des bacs à fleur du pont de Pont-Rouge sont présentés sur les deux figures ci-après. Deux coulées,

une par bac à fleurs, ont été effectuées à deux dates différentes. Les échantillons prélevés pour les

essais conduits dans notre laboratoire proviennent de la première coulée.

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Figure 5-16 : Résultats des essais réalisés sur des échantillons prélevés lors de la première coulée des

bacs à fleurs du chantier à Pont-Rouge

Identification

# de labo. BC-09-048

Contrat # ---

Date de coulée 22 mai 2009

Provenance du liant Lafarge

Type de liant Ternaire

Dosage (kg/m3) 410 365 kg/m3

Granulats (mm) 5-20 mm

Partie d'ouvrage Bac à fleurs

Eau/ciment 0,35 0,45

Fabricant de béton Béton Chevalier

Date de l'Échantillonnage 22 mai 2009

Essais Résultats EXIGENCES

% air 6,5 5-8 %

Affaissement (mm) 100 150 mm

Température (°C) 10 à 22 °C

Masse volumique (kg/m³)

humide 1985,0

sec 1860,0

Résistance compression (MPa)

1d ---

7d 39,7

28d humide 48,9 35 MPa

3d humide+25d sec 52,0

28d sec 52,4

3d humide+53d sec 52,4

Perméabilité aux

ions chlore (Coulombs)

60d humide 509 1000 max.

69d (cure?) 669

Facteur d'espacement (µm) 140 (132) (2) 230 max.

Surface spécifique (mm-1) 21 (25) (2)

% air 8,0 (7,7) (2)

Absorption (%) 6,7 6 max.

Abs (eau bouillante) (%) 7,1

Vides perméables (%) 13,2 17 max.

Écaillage (49 cycles) (kg/m2)(14d hum.+14d sec + 7d cond.) 35d 0,15 0,5 max.

Gel/dégel

Nombre de cycles 310 300 cycles

MEDR (%)

3d humide+11d sec 98

14d humide+14d air 99 90%

Retrait (mm/m) en cours

Retrait endogène (mm/m) en cours

Rem: (1) = Résultat provenant du contrôle de la qualité réalisé en chantier.

Rem: (2) = Deuxième essai réalisé sur un cylindre non curé à l'eau

Nadia Pouliot

Bacs à Fleurs (Phase 1)

Béton Chevalier

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Figure 5-17 : Résultats des essais réalisés sur des échantillons prélevés lors de la deuxième coulée

des bacs à fleurs du chantier à Pont-Rouge

Identification

# de labo. BC-09-053

Contrat # ---

Date de coulée 27 mai 2009

Provenance du liant Lafarge

Type de liant Ternaire

Dosage (kg/m3) 410

Granulats (mm) 5-20 mm

Partie d'ouvrage Bac à fleurs

Eau/ciment 0,35

Fabricant de béton Béton Chevalier

Date de l'Échantillonnage 27 mai 2009

Essais Résultats EXIGENCES

% air 10,8 5-8 %

Affaissement (mm) 175

Température (°C) 10 à 22 °C

Masse volumique (kg/m³)

humide

sec 1924,0

Résistance compression (MPa)

1d

3d humide+4d sec 43,5

28d humide 35 MPa

3d humide+25d sec 52,8

1d humide+27d sec

3d humide+53d sec 52,6

Perméabilité aux

ions chlore (Coulombs)

7d humide+49d sec 766 1000 max.

69d

Facteur d'espacement (µm) 171 230 max.

Surface spécifique (mm-1) 22,8

% air 6,3

Absorption (%) 6 max.

Abs (eau bouillante) (%)

Vides perméables (%) 17 max.

Écaillage (49 cycles) (kg/m2)(14d hum.+14d sec + 7d cond.) 35d 0,5 max.

Gel/dégel

Nombre de cycles 310 300 cycles

MEDR (%)

3d humide+11d sec 90%

14d humide+14d air

Retrait (mm/m) 500

Rem: (1) = Résultat provenant du contrôle de la qualité réalisé en chantier.

Rem: (2) = Essai réalisé sur 2 cylindres

Béton léger avec granulat expansé

Pont-Rouge

Bacs à Fleurs (Phase 2)

Béton Chevalier

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Annexe J : Résultats de essais de mesure de teneur en air

sur béton durci pour les phases P4 et P5.

Le rapport des essais de mesure de teneur en air sur béton durci pour les phases P4 et P5,

réalisés par un laboratoire indépendant sont présentés ci-après dans les figures n°5-11 et n°5-12 :

Figure 5-18 : Résulats des essais de mesure de teneur en air pour la phase P5

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Figure 5-19 : Résultats des essais de mesure de teneur en air pour la phase P4