MARIE-HÉLÈNE TREMBLAY

ÉCAILLAGE DES BÉTONS CONTENANT DES AJOUTS CIMENTAIRES

Influence de méthodes de mûrissement utilisées en chantier sur le comportement à l’écaillage en laboratoire

Mémoire présenté à la Faculté des études supérieures 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

2009 © Marie-Hélène Tremblay, 2009

Résumé

Les bétons contenant des ajouts cimentaires subissent généralement d’importantes dégra-

dations par écaillage lors des essais en laboratoire alors que le comportement de ces bé-

tons en service est souvent satisfaisant. L’écaillage est influencé par une multitude de

paramètres et les mécanismes responsables de ce type de dégradation demeurent mal

compris. Les conditions de mise en place et de mûrissement généralement adoptées en

laboratoire pourraient être responsables de la formation d’une couche superficielle de

faible durabilité qui écaillerait à un taux plus rapide et qui serait plus profonde pour les

bétons contenant des ajouts cimentaires.

Ce projet de recherche propose une étude de l’influence de méthodes de mûrissement

utilisées en chantier sur le comportement à l’écaillage évalué en laboratoire. L’effet d’une

membrane drainante à la base du moule et l’effet d’un mûrissement avec une toile de jute

humide ou un agent de cure chimique a été étudié sur des mélanges binaires et ternaires

contenant des cendres volantes, du laitier de haut-fourneau et de la fumée de silice en

différentes proportions. Les résultats montrent que la méthode de mûrissement peut avoir

un effet significatif sur le comportement à l’écaillage et que cette influence dépend très

fortement de la composition du mélange.

L’étude de la variabilité des résultats montre que la faible reproductibilité et la faible ré-

pétabilité de l’essai d’écaillage n’est pas amplifiée par la présence d’ajouts cimentaires.

Les résultats soulignent l’importance de tenir compte du comportement d’un ensemble

d’éprouvettes pour déterminer la résistance à l’écaillage d’un béton en laboratoire.

Des essais de sorptivité et de séchage ont été réalisés sur des surfaces identiques à celles

soumises à l’essai d’écaillage dans le but de caractériser la couche de surface sujette à

l’écaillage. Bien que les résultats de sorptivité obtenus lors de cette étude ne permettent

pas de caractériser la couche superficielle, il semble exister un lien entre la sorptivité et

l’écaillage. Il ne semble pas y avoir de relation entre l’essai de séchage et l’écaillage bien

que cet essai ait permis de distinguer la couche superficielle des différents bétons. Ces

observations portent à croire qu’une couche superficielle plus poreuse ne serait pas entiè-

rement responsable de l’écaillage des bétons contenant des ajouts cimentaires.

Remerciements

Je tiens d’abord à témoigner ma reconnaissance à mes directeurs de recherche, les profes-

seurs Marc Jolin et Jacques Marchand, qui ont savamment orienté mes travaux et assisté

mon apprentissage sur plusieurs fronts. Marc, merci pour ta complicité, ta patience et tes

précieux conseils sur l’organisation de mes travaux, de mes idées et de mon temps! Jac-

ques, merci pour tes grandes connaissances et l’enthousiasme que tu manifestes à nous

les faire partager. Merci à tous les deux pour votre confiance et pour les encouragements,

pour la reconnaissance et pour les extraordinaires possibilités que vous m’avez propo-

sées. Je tiens également à remercier Richard Gagné pour son implication, pour sa grande

disponibilité et ses précieux conseils.

Je remercie le personnel du laboratoire et les professionnels de recherche du CRIB, parti-

culièrement Pascal Dorion, Hugues Ferland et Xavier Willem pour leur collaboration à la

réalisation de ce projet. Je remercie les étudiants de premier cycle, Sébastien Landry,

Alexandre Morin et Guillaume Arsenault, pour leur aide inestimable lors de l’exécution

mes essais. J’adresse également mes remerciements aux employés du SEM, Dominic,

Edmond, Marie-Claude et Yannick, qui m’ont patiemment enseigné les secrets bien gar-

dés du laboratoire de béton.

Je souhaite rendre hommage à mes collègues et amis Maxim Morency et François Para-

dis. Vous êtes les premiers à m’avoir intéressée au béton, c’est votre grande passion qui

m’a rendu la recherche attrayante et c’est un beau cadeau. J’adresse un merci tout parti-

culier à Fabien Perez pour toutes nos belles discussions. Tu es celui qui a formé mon es-

prit à la recherche et tu as souvent été ma lumière au bout du tunnel.

Je veux enfin remercier tous mes collègues du CRIB, particulièrement Dennis, Marie-

Josée, Frédéric, Kim, Vincent et Tony, pour la belle camaraderie qui a rendu ces années

d’études fort agréables. Merci à mon père pour avoir cru en moi et m’avoir toujours per-

mis de me tromper. Merci à mon petit frère Pierre-Yves, qui vieillit en beauté et qui de-

vient mon complice. Merci à Martin pour avoir apporté l’équilibre dans ma vie dans les

tourments de cette aventure.

À grand-maman

Aussi longtemps qu’j'aurai des ailes J'irai là où mon coeur m'appelle

Y'est pas question que je r’descende Sauf peut-être pour aller manger

En attendant ça peut attendre J’goûte au bonheur, chu pas pressé.

André Fortin, Belzébuth

Table des matières

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

Chapitre 2  Revue de la documentation.................................................. 4 

2.1  Le béton ................................................................................................................... 4 

2.1.1  Hydratation et microstructure du béton ............................................................ 4 2.1.2  Porosité ............................................................................................................. 5 2.1.3  Influence des ajouts cimentaires ....................................................................... 6 

2.1.3.1  La fumée de silice........................................................................................ 7 2.1.3.2  Le laitier de haut-fourneau .......................................................................... 8 2.1.3.3  Les cendres volantes .................................................................................... 9 

2.2  L’eau dans le béton................................................................................................ 10 

2.2.1  Organisation de l’eau dans le béton ................................................................ 10 2.2.2  Mouvements d’eau dans les pores et propriétés de transport ......................... 11 

2.2.2.1  Perméabilité ............................................................................................... 11 2.2.2.2  Capillarité .................................................................................................. 11 2.2.2.3  Diffusion de la vapeur d’eau ..................................................................... 14 2.2.2.4  Isotherme de sorption de la vapeur d’eau.................................................. 15 2.2.2.5  Influence du conditionnement sur l’absorption ......................................... 16 

2.2.3  Formation de la glace dans les pores .............................................................. 17 

2.3  Durabilité au gel et à l’écaillage ............................................................................ 18 

2.3.1  Endommagement causé par le gel................................................................... 18 2.3.1.1  Pressions hydrauliques .............................................................................. 19 2.3.1.2  Pressions osmotiques ................................................................................. 20 2.3.1.3  Approches thermodynamiques .................................................................. 20 

2.3.2  Détérioration par écaillage.............................................................................. 20 2.3.2.1  Gel en présence de sels fondants ............................................................... 21 2.3.2.2  Mécanismes macroscopiques .................................................................... 21 2.3.2.3  Lentilles de glace ....................................................................................... 22 2.3.2.4  « Glue-Spall Mechanism » ........................................................................ 23 

2.3.3  Paramètres influençant la résistance à l’écaillage........................................... 23 2.3.3.1  Composition du mélange ........................................................................... 24 2.3.3.2  Rôle des sels fondants................................................................................ 28 2.3.3.3  Facteurs affectant la couche de surface ..................................................... 30 2.3.3.4  Cycles de température ............................................................................... 34 

2.4  Évaluation de la résistance à l’écaillage ................................................................ 35 

2.4.1  Description des essais d’écaillage................................................................... 36 2.4.2  Variabilité de l’essai d’écaillage..................................................................... 38 

2.4.2.1  Répétabilité ................................................................................................ 38 2.4.2.2  Reproductibilité ......................................................................................... 39 

2.4.3  Représentativité de l’essai d’écaillage ............................................................ 40 2.4.3.1  Exigences de comportement et critère d’acceptabilité .............................. 40 2.4.3.2  Cas des bétons contenant des ajouts cimentaires....................................... 42 

V

2.5  La sorptivité comme indicateur de durabilité ........................................................ 43 

2.5.1  Influence du conditionnement......................................................................... 44 2.5.2  Influence de la méthode d’essai ...................................................................... 44 2.5.3  Influence du traitement des données............................................................... 45 2.5.4  Lien entre la sorptivité et l’écaillage............................................................... 47 

Chapitre 3  Présentation du projet........................................................ 49 

3.1  Objectifs................................................................................................................. 49 

3.2  Description des méthodes de mûrissement............................................................ 50 

3.3  Description des mélanges ...................................................................................... 51 

3.4  Caractéristiques des matériaux .............................................................................. 55 

3.4.1  Matériaux cimentaires..................................................................................... 55 3.4.2  Granulats ......................................................................................................... 57 3.4.3  Adjuvants ........................................................................................................ 57 

Chapitre 4  Méthodologie ....................................................................... 58 

4.1  Préparation des mélanges ...................................................................................... 58 

4.1.1  Gâchage........................................................................................................... 58 4.1.2  Essais à l’état frais .......................................................................................... 59 4.1.3  Confection et finition des éprouvettes ............................................................ 59 4.1.4  Mûrissement des éprouvettes.......................................................................... 60 

4.2  Essais de caractérisation à l’état durci ................................................................... 62 

4.3  Essai d’écaillage .................................................................................................... 62 

4.3.1  Conditionnement des éprouvettes ................................................................... 62 4.3.2  Description de l’essai d’écaillage ................................................................... 63 4.3.3  Contrôle de la température dans le congélateur .............................................. 63 4.3.4  Procédure en cas de dérogation....................................................................... 65 

4.4  Essai de sorptivité .................................................................................................. 66 

4.4.1  Conditionnement des éprouvettes ................................................................... 66 4.4.2  Description de l’essai de sorptivité ................................................................. 66 

4.5  Essai de séchage .................................................................................................... 67 

4.5.1  Conditionnement des éprouvettes ................................................................... 67 4.5.2  Description de l’essai de séchage ................................................................... 68 

Chapitre 5  Résultats............................................................................... 69 

5.1  Caractérisation des mélanges................................................................................. 69 

5.1.1  Propriétés à l’état frais .................................................................................... 69 5.1.2  Propriétés à l’état durci ................................................................................... 69 

5.2  Résistance à l’écaillage.......................................................................................... 71 

5.3  Sorptivité ............................................................................................................... 75 

5.4  Essai de séchage .................................................................................................... 78 

VI

Chapitre 6  Analyse des résultats d’écaillage ....................................... 82 

6.1  Influence des ajouts cimentaires et de la méthode de mûrissement sur l’écaillage82 

6.1.1  La couche superficielle ................................................................................... 84 6.1.1.1  Méthodes de mûrissement avec une toile de jute humide (H et HA) ........ 84 6.1.1.2  Méthodes de mûrissement avec un agent de cure chimique (A et GA)..... 85 

6.2  Variabilité des résultats d’écaillage ....................................................................... 86 

6.2.1  Précision des mesures ..................................................................................... 86 6.2.2  Répétabilité de l’essai et coefficient de variation ........................................... 88 6.2.3  Reproductibilité de l’essai............................................................................... 91 6.2.4  Irrégularités sur la procédure .......................................................................... 92 

Chapitre 7  Analyse des propriétés de transport ................................. 93 

7.1  Analyse des résultats de sorptivité......................................................................... 93 

7.2  Analyse des résultats de séchage ........................................................................... 95 

7.2.1  Séchage et porosité perméable à l’eau ............................................................ 97 7.2.2  Séchage des surfaces truellées et sciées.......................................................... 99 

7.3  Lien entre les propriétés de transport et l’écaillage ............................................. 100 

Chapitre 8  Conclusions........................................................................ 105 

Bibliographie................................................................................................................... 108 

ANNEXE A : Comportement individuel de chacune des plaques d’écaillage............... 113 

ANNEXE B : Comportement individuel de chaque essai de séchage............................ 121 

Liste des figures

Figure 2.1: Diffusion moléculaire (tiré de (Conciatori 2005)) ......................................... 15 Figure 2.2: Isotherme d'adsorption de la vapeur d'eau (tiré de (Hazrati 1998)) ............... 16 Figure 2.3: Coefficients de variation de l'essai d'écaillage issus de la documentation..... 39 Figure 2.4 : Phases d'absorption pendant l'essai de sorptivité .......................................... 45 Figure 2.5: Relation entre l’écaillage et la sorptivité (adapté de (Bégué et Gagné 2004))48 Figure 4.1 : Éprouvettes confectionnées........................................................................... 60 Figure 4.2: Vaporisation de l'agent de cure liquide .......................................................... 61 Figure 4.3: Plaque d'écaillage ........................................................................................... 63 Figure 4.4: Cycle de température mesuré dans cinq plaques situées dans différentes zones

du congélateur........................................................................................................... 64 Figure 4.5: Montage de l'essai de sorptivité ..................................................................... 67 Figure 4.6: Montage de l’essai de séchage ....................................................................... 68 Figure 5.1: Perte de masse par écaillage après 50 cycles pour chaque série .................... 73 Figure 5.2: Évolution de la perte de masse par écaillage en fonction du nombre de cycles

................................................................................................................................... 74 Figure 5.3: Essai de sorptivité pour les méthodes de cure GA et H ................................. 76 Figure 5.4: Essai de sorptivité pour le mélange C35 ........................................................ 76 Figure 5.5: Résultats de l'essai de sorptivité ..................................................................... 78 Figure 5.6: Séchage à 55 % d'humidité relative................................................................ 79 Figure 5.7: Séchage à 55 % d'humidité relative de surfaces sciées (s) et truellées (t)...... 81 Figure 6.1: Profondeur de pâte écaillée en fonction du nombre de cycles ....................... 83 Figure 6.2: Exemple d'erreur sur la précision de la mesure d'écaillage............................ 88 Figure 6.3: Variabilité du comportement des plaques d'une même série ......................... 88 Figure 6.4: Coefficients de variation des différentes séries.............................................. 89 Figure 6.5: Influence de la précision de la mesure sur le coefficient de variation ........... 90 Figure 6.6: Coefficients de variation de plusieurs études ................................................. 91 Figure 6.7: Reproductibilité de l'essai d'écaillage des mélanges de référence R1 et R2 .. 91 Figure 6.8: Exemples de l’effet d'une réparation impliquant un séchage de 24 heures.... 92 Figure 7.1: Sorptivité entre la 10ème et la 100ème minute pour les différents mélanges .... 93 Figure 7.2: Sorptivité en fonction de la porosité perméable à l'eau.................................. 93 Figure 7.3: Masse d’eau absorbée après dix minutes ....................................................... 94 Figure 7.4: Courbes de séchage à 55 % H.R. des huit mélanges mûris selon la méthode A

................................................................................................................................... 95 Figure 7.5: Évaporation de l'eau libre et séchage à 55 % H.R lors de la phase initiale.... 96 Figure 7.6: Porosité perméable à l'eau des échantillons après l'essai de séchage............. 98 Figure 7.7: Courbes de séchage à 55 % H.R. pour des surfaces sciées (s) et truellées (t) 99 Figure 7.8: Relation entre l’écaillage et la sorptivité...................................................... 100 Figure 7.9: Relation entre l'écaillage et la masse d'eau absorbée après 10 minutes lors de

l'essai de sorptivité .................................................................................................. 101 Figure 7.10: Intersection des droites décrivant les deux régimes d'évaporation lors de

l'essai de séchage .................................................................................................... 102 Figure 7.11: Relation entre l’écaillage et la perte de masse d'eau lors de la phase initiale

du séchage à 55 % H.R. .......................................................................................... 103 

Liste des tableaux

Tableau 2.1: Classification des pores.................................................................................. 6 Tableau 2.2 : Indices d’activité des grades de laitier d'après la norme ASTM C989......... 8 Tableau 2.3: Évaluation visuelle de la surface selon la norme ASTM C672 ................... 36 Tableau 2.4: Évaluation visuelle de la surface selon la norme NQ-2621-900-1 .............. 37 Tableau 2.5: Classification du comportement à l'écaillage selon la norme SS 13 72 44.. 40 Tableau 3.1: Identification des méthodes de mûrissement ............................................... 51 Tableau 3.2: Description de la codification des mélanges................................................ 52 Tableau 3.3: Identification des mélanges.......................................................................... 52 Tableau 3.4: Caractéristiques visées ................................................................................. 53 Tableau 3.5: Caractéristiques de formulation des mélanges fabriqués............................. 54 Tableau 3.6: Matériaux utilisés......................................................................................... 55 Tableau 3.7: Caractéristiques des matériaux cimentaires ................................................. 56 Tableau 3.8: Analyse chimique des matériaux cimentaires.............................................. 56 Tableau 4.1: Séquence de malaxage ................................................................................. 58 Tableau 4.2: Temps de la finition et du début du mûrissement ........................................ 61 Tableau 4.3: Comparaison des cycles de température normalisés et réalisés................... 65 Tableau 5.1: Propriétés du béton frais .............................................................................. 69 Tableau 5.2: Résistance à la compression......................................................................... 70 Tableau 5.3: Porosité perméable à l'eau............................................................................ 71 Tableau 5.4: Facteur d'espacement des bulles d'air .......................................................... 71 Tableau 5.5: Perte de masse par écaillage après 50 cycles ............................................... 72 Tableau 5.6: Sorptivité et masse d'eau absorbée............................................................... 77 Tableau 6.1: Équivalence entre la masse volumique de la pâte et la profondeur écaillée 82 

Chapitre 1 Introduction

Un béton durable est un béton apte à résister aux mécanismes de détérioration auxquels il

est exposé. Pour remplir ses fonctions pendant sa durée de vie utile, ses propriétés doivent

lui permettre de bien réagir face aux sollicitations extérieures auxquelles il est soumis. Par-

mi les problèmes de durabilité, l’écaillage est un phénomène propre aux régions nordiques.

Cette dégradation de la surface du béton due à l’action combinée des cycles de gel-dégel et

des sels fondants se manifeste par le détachement progressif de flocons de mortier de la

surface. Bien que ce type de dégradation n’affecte généralement pas la capacité portante

d’une structure, l’écaillage peut réduire considérablement la qualité de la surface

d’ouvrages tels que les trottoirs, les dalles de ponts et les stationnements, favorisant ainsi la

pénétration des chlorures jusqu’aux barres d’armature.

L’expérience et les connaissances sur le comportement du béton lors du gel permettent au-

jourd’hui de fabriquer des bétons ayant une bonne durabilité à l’écaillage. Un rapport

eau/liant faible, un bon réseau de bulles d’air et un mûrissement adéquat permettent généra-

lement de prévenir l’écaillage des surfaces de béton. Bien que cette approche soit généra-

lement efficace pour les bétons ordinaires, l’expérience démontre qu’elle est insuffisante

pour garantir la durabilité à l’écaillage des bétons contenant des ajouts cimentaires.

Les ajouts cimentaires tels que la fumée de silice, les cendres volantes et le laitier de haut-

fourneau sont des résidus industriels utilisés en remplacement d’une partie du ciment lors

de la production du béton. Les bétons contenant une proportion adéquate d’ajouts cimentai-

res peuvent atteindre des propriétés mécaniques et des performances de durabilité équiva-

lentes, et parfois supérieures, à celles du béton ordinaire. Toutefois, le comportement à

l’écaillage de ces bétons est difficile à prédire. Les bétons contenant des ajouts cimentaires

présentent généralement des dégradations plus importantes que les bétons ordinaires lors-

qu’ils sont soumis à des essais d’écaillage en laboratoire alors que l’expérience en chantier

est souvent contraire à ces observations. En effet, les études publiées sur le comportement

en service des bétons contenant des ajouts cimentaire ne rapportent que des cas où ils ont

une excellente durabilité à l’écaillage, même après plusieurs années d’exposition. Toute-

fois, plusieurs intervenants du milieu rapportent des cas où des bétons de bonne qualité

2

contenant des ajouts cimentaires ont subit une dégradation par écaillage considérable après

seulement quelques mois d’exposition. Malheureusement, les quelques études sur le sujet

ne permettent pas d’expliquer ces différents comportements. D’une part, les mécanismes

qui sont responsables des dégradations par écaillage sont encore mal compris et les théories

proposées ne permettent pas d’expliquer l’ensemble des phénomènes observés lors de

l’écaillage. D’autre part, les effets des ajouts cimentaires sur la microstructure, particuliè-

rement sur la surface du béton, ne sont pas clairement identifiés. Quelques expériences né-

gatives en service ainsi que la difficulté à évaluer adéquatement l’effet des ajouts cimentai-

res sur l’écaillage en laboratoire ont amené les institutions à être méfiantes et à limiter

l’utilisation des ajouts cimentaires dans les structures de béton exposées aux cycles de gel-

dégel et aux sels fondants.

Néanmoins, l’utilisation des ajouts cimentaires est grandement souhaitable d’un point de

vue économique et environnemental. La réduction de la quantité de ciment requise dans le

béton entraîne une baisse des coûts de production, de la consommation énergétique et des

émissions polluantes reliés à la fabrication du ciment Portland. De plus, l’incorporation de

cendres volantes et de laitier de haut-fourneau dans le béton permet de réutiliser de façon

permanente et écologique ces résidus industriels qui devraient être enfouis autrement. Dans

le but de promouvoir une utilisation adéquate et plus étendue des ajouts cimentaires dans le

béton, il est primordial d’accroître les connaissances sur l’écaillage des bétons contenant

des ajouts cimentaires.

L’objectif principal de ce projet de maîtrise est de mieux comprendre l’influence négative

des ajouts cimentaires sur le comportement à l’écaillage tel qu’il est évalué par les procédu-

res de laboratoire. Cette étude doit concilier plusieurs difficultés importantes. Première-

ment, les connaissances actuelles sur les modifications de la microstructure en surface du

béton par les ajouts cimentaires sont limitées. Deuxièmement, il faut composer avec les

interactions plus ou moins bien comprises du béton avec un environnement changeant et

rigoureux (grandes variations de température, cycles de mouillage-séchage et exposition

aux agressions chimiques). Troisièmement, ces sollicitations agissent sur la surface du bé-

ton, une zone restreinte et difficile à isoler, particulièrement sensible à une multitude de

facteurs extérieurs (finition, mûrissement, etc.). Finalement, la procédure normalisée utili-

3

sée en laboratoire pour l’évaluation de la résistance à l’écaillage reproduit des conditions

très sévères et est reconnue pour sa grande variabilité.

Ce projet est particulièrement axé sur l’évaluation de l’influence des ajouts cimentaires et

de la méthode de mûrissement sur les propriétés de la couche superficielle du béton et sur le

comportement de celle-ci à l’écaillage. Sept mélanges contenant des cendres volantes, du

laitier de haut-fourneau et de la fumée de silice en différentes proportions ont été mûris

selon quatre procédures reproduisant à divers degrés les conditions de chantier. Le béton a

été soumis à l’essai normalisé d’écaillage ASTM C672 ainsi qu’à des essais d’absorption et

de désorption de surface. Les résultats ont été analysés de façon à identifier l’influence des

différents paramètres considérés sur la couche superficielle du béton et à tenter d’établir des

liens permettant de mieux comprendre et de prédire son comportement à l’écaillage. Une

analyse critique des méthodes utilisées et de la variabilité des résultats permet de mieux

situer le domaine d’application des conclusions de ce mémoire de maîtrise.

La revue bibliographique du chapitre 2 expose dans un premier temps les principes de base

permettant de mieux comprendre ce qu’est un béton, comment son comportement est in-

fluencé par différents paramètres et les mécanismes impliqués dans les dégradations par

écaillage. Dans un second temps, une revue des principaux travaux réalisés relativement à

l’écaillage des bétons contenant des ajouts cimentaires permet de situer les objectifs de re-

cherche dans le contexte de l’état des connaissances.

Les chapitres 3 et 4 présentent en détail les choix relatifs au plan de recherche, la méthodo-

logie ainsi que les caractéristiques des matériaux et des procédures d’essai. Les résultats

présentés dans le chapitre 5 sont accompagnés de brèves remarques soulignant les observa-

tions les plus marquantes. Le chapitre 6 présente une analyse des résultats d’écaillage ainsi

qu’une réflexion sur leur variabilité. Les résultats des essais concernant les propriétés de

transport sont analysés et mis en relation avec l’écaillage dans le chapitre 7. Le chapitre 8

rassemble les conclusions de l’ensemble de ce projet de maîtrise.

Chapitre 2 Revue de la documentation

2.1 Le béton Le béton est un matériau essentiellement composé de ciment, d’eau, de sable et de pierre.

Le ciment est un liant hydraulique, c’est-à-dire qu’il réagit avec l’eau pour former un nou-

veau composé, la pâte de ciment, qui est la phase liant les granulats. Un béton de qualité

aura un bon dosage en ciment et en eau ainsi qu’une bonne proportion entre la quantité de

pâte et de granulats. Différents adjuvants et ajouts cimentaires peuvent contribuer à modi-

fier les propriétés du béton selon les fonctions qu’on lui destine.

2.1.1 Hydratation et microstructure du béton

Plusieurs ouvrages font une description exhaustive des composés du ciment, de leur cinéti-

que d’hydratation et des produits formés (Taylor 1997; Young et coll. 1998; Mindess et

coll. 2003). Seuls les principes de base sont résumés ici.

L’hydratation implique la dissolution des composés du ciment dans l’eau suivie de la préci-

pitation des hydrates. Le béton est maniable pendant quelques heures avant sa prise. C’est

pendant cette période que le béton est sujet au ressuage, c’est-à-dire la remontée d’une par-

tie de l’eau de gâchage à la surface du béton frais lorsque les particules solides sont entraî-

nées vers le bas et qu’elles sont incapable de retenir l’eau. Ce phénomène est normal, mais

un ressuage excessif peut altérer la qualité de la couche de surface en augmentant locale-

ment le rapport eau/liant (Kosmatka et coll. 2002; Mindess et coll. 2003).

Lors de la prise du béton, la réaction d’hydratation s’accélère et les hydrates lient les grains

entre eux. L’hydratation se poursuit tant que le ciment et l’eau sont disponibles et les hy-

drates ainsi formés remplissent les espaces entre les particules. Le durcissement peut

s’étendre sur une période de plus d’un an. La pâte se densifie et gagne de la résistance aussi

longtemps que dure la réaction. Les bétons sont généralement qualifiés d’après leur résis-

tance à la compression à l’âge de 28 jours et les bétons ordinaires bien mûris atteindront

plus de 70 % de cette résistance après 7 jours (Kosmatka et coll. 2002).

L’ensemble des hydrates forme un gel amorphe. Pour un béton ordinaire, environ 70 % du

volume de la pâte de ciment durcie est constituée de silicates de calcium hydratés (C-S-H).

5

Les C-S-H sont très mal cristallisés et leur composition stœchiométrique est variable. La

portlandite (Ca(OH)2) est un composé cristallin qui occupe 20 à 25 % du volume de la pâte

de ciment (Young et coll. 1998; Mindess et coll. 2003). Plusieurs autres composés sont

également formés en quantité moindre. Les C-S-H sont responsables de la résistance du

béton. Leur surface spécifique beaucoup plus grande que celle des autres hydrates

(~ 400 m²/g pour les C-S-H comparé à ~ 0,5 m²/g pour la portlandite (Young et coll. 1998))

leur confère des propriétés liantes plus importantes. La portlandite affecte peu la résistance

mécanique du béton mais peut jouer un rôle sur la durabilité. La solubilisation de la por-

tlandite dans l’eau peut entraîner l’augmentation de la porosité, facilitant ainsi la pénétra-

tion et le transport d’agents agressifs. La portlandite est également susceptible de réagir

avec le gaz carbonique de l’air pour former du carbonate de calcium (CaCO3). Ce phéno-

mène appelé carbonatation est expliqué dans d’autres ouvrages (Machabée 1998). La com-

position de la pâte de ciment durcie évolue continuellement avec l’avancement de

l’hydratation, le degré d’humidité et les sollicitations extérieures.

2.1.2 Porosité

La pâte de ciment durcie contient différents types de vides. Le réseau poreux du béton est

plus ou moins continu. On distingue généralement deux types de pores : les pores de la pâte

de ciment (pores capillaires) et la porosité intrinsèque des hydrates (pores de gel). Les pores

de gel sont les vides entre les hydrates composant la pâte de ciment durcie. Ces pores ont

un diamètre inférieur à 2,5 nm et constituent environ 28 % du volume de l’ensemble des

hydrates (Neville 2000).

Les pores capillaires sont les vides qui subsistent de l’espace initialement occupé par l’eau

de gâchage. Ils forment d’abord un réseau continu de vides interconnectés que les hydrates

remplissent progressivement avec l’avancement de l’hydratation. Le diamètre des capillai-

res varie de quelques nanomètres à quelques dizaines de micromètres. Le volume total, le

diamètre moyen et la continuité des capillaires dépendent du rapport eau/liant et du degré

d’hydratation. Cette porosité influence la résistance mécanique du béton et elle est respon-

sable des propriétés de transport et de la vulnérabilité aux cycles de gel-dégel.

6

Le réseau poreux contient de l’eau, aussi appelée solution interstitielle, qui contient une

multitude d’éléments dissous en fortes concentrations et dont le pH est très élevé (de

l’ordre de 12,5 à 13,5). Sa composition chimique s’ajuste continuellement pour maintenir le

matériau en équilibre avec l’environnement.

À une échelle plus grande, des bulles d’air sont entraînées naturellement lors du malaxage

du béton ou artificiellement à l’aide d’adjuvants. Leur principale fonction est de protéger le

béton contre les phénomènes de gel. Elles sont sphériques et ont un diamètre variant entre

10 µm et 1 mm. Le béton peut également contenir des vides de compaction.

Plusieurs auteurs rapportent différentes classifications de la structure poreuse du béton et de

l’eau qu’elle contient (Marchand et Pigeon 1996; Maltais et coll. 1997; Mindess et coll.

2003; Maltais 2006). Le Tableau 2.1 présente ces caractéristiques en fonction de la classifi-

cation proposée par l’union internationale de la chimie pure et appliquée. Cette classifica-

tion est basée sur le diamètre des pores (Everett 1972).

Tableau 2.1: Classification des pores

Identification Diamètre moyenCaractéristique du

pore Caractéristique de

l’eau

Micropores < 2 nm Font partie intégrante

des C-S-H Eau très fortement

adsorbée

Mésopores 2 nm à 50 nm Pores capillaires Eau soumise à des tensions de surface

Macropores 50 nm à 10 µm Pores capillaires Eau libre

Bulles d’air > 10 µm - Eau libre

2.1.3 Influence des ajouts cimentaires

Depuis quelques années, des ajouts cimentaires tels que la fumée de silice, les cendres vo-

lantes et le laitier de haut-fourneau sont utilisés pour remplacer une partie du ciment dans

les mélanges de béton. Un liant constitué de ciment et d’un ajout cimentaire est dit binaire.

Lorsque deux ajouts cimentaires sont combinés au ciment, le liant est dit ternaire.

7

Les ajouts cimentaires peuvent être de nature hydraulique, c’est-à-dire qu’ils s’hydratent de

façon autonome au contact de l’eau. Ils peuvent aussi réagir de façon pouzzolanique, c'est-

à-dire qu’en présence d’eau, l’ajout réagit avec la portlandite pour former des C-S-H. Cette

réaction est particulièrement intéressante puisque la portlandite, qui contribue peu à la ré-

sistance, est remplacée par des C-S-H qui sont beaucoup plus liants.

L’utilisation d’ajouts cimentaires a des effets sur plusieurs propriétés du béton. La forme

géométrique et la finesse des particules influent sur la maniabilité et le ressuage du béton

frais (Neville 2000). Les ajouts cimentaires modifient aussi la cinétique d’hydratation et

l’évolution de la résistance dans le temps (Kosmatka et coll. 2002). À long terme, la com-

position des hydrates et la porosité qui résultent de l’hydratation des ajouts cimentaires peu-

vent varier par rapport à celles résultant de l’hydratation du ciment (Taylor 1997). Ces dif-

férences microstructurales sont susceptibles d’influencer divers aspects de la durabilité,

notamment la résistance aux agressions chimiques et les propriétés de transport. Ces as-

pects sont élaborés davantage dans d’autres ouvrages (De Larrard 1999; Neville 2000;

Mindess et coll. 2003; Malhotra et Mehta 2005). L’influence des ajouts cimentaires sur le

comportement à l’écaillage sera discutée à la section 2.3.3.

2.1.3.1 La fumée de silice

La fumée de silice est constituée de particules très fines de SiO2 amorphe provenant des

usines de fabrication d’alliage de silicium et de ferrosilicium. Lorsqu’elle est bien dispersée

dans le béton, la fumée de silice est très réactive avec la portlandite. En plus de ses proprié-

tés pouzzolaniques, la finesse des particules de fumée de silice (diamètre moyen de

~ 0,1 µm comparé à 10 µm pour le ciment (Mindess et coll. 2003)) leur permet de s’insérer

entre les grains de ciment et à l’interface pâte-granulat. Il en résulte une pâte plus dense,

une porosité plus fine et une meilleure adhérence avec les gros granulats. La teneur opti-

male en fumée de silice dans un béton est entre 5 % et 10 % de remplacement en masse du

ciment (Kosmatka et coll. 2002; Mindess et coll. 2003).

Un mélange contenant de la fumée de silice a une cohésion plus forte, ce qui réduit le res-

suage mais rend la finition plus difficile (Kosmatka et coll. 2002; Mindess et coll. 2003). À

cause de la finesse des grains et de la grande réactivité de la fumée de silice, la cinétique

d’hydratation est très rapide au début. La fumée de silice contribue donc à augmenter la

8

résistance au cours des premiers jours de l’hydratation. Elle a toutefois peu d’incidence sur

le gain de résistance au-delà de 28 jours (Neville 2000; Kosmatka et coll. 2002; Mindess et

coll. 2003). Le principal effet de la fumée de silice sur la pâte de ciment hydraté est de raf-

finer sa porosité, ce qui rend le béton moins sujet à la pénétration des agents agressifs en

solution (Neville 2000; Kosmatka et coll. 2002).

2.1.3.2 Le laitier de haut-fourneau

Le laitier de haut-fourneau est un sous-produit de la production de l’acier. Il est générale-

ment granulé et broyé avant d’être incorporé au béton. Le laitier est un liant hydraulique

composé des mêmes oxydes que le ciment Portland mais en proportions différentes.

L’hydratation initiale du laitier est très lente car elle doit être activée par les ions hydroxy-

les présents dans la solution des pores. Elle ne se produit donc pas si la solution intersti-

tielle n’a pas atteint une certaine valeur de pH. Les laitiers de haut-fourneau ne produisent

pas de portlandite lors de l’hydratation et ils ont un certain potentiel pouzzolanique (dix

fois plus faible que celui de la fumée de silice (Mindess et coll. 2003)). Le mûrissement

humide prolongé est particulièrement important en raison de la faible vitesse initiale

d’hydratation.

La norme ASTM C989 classe les laitiers d’après leur activité hydraulique selon trois grades

(Tableau 2.2). L’indice d’activité hydraulique est le rapport de la résistance en compression

d’un mortier contenant 50 % de laitier et 50 % de ciment sur la résistance d’un mortier de

référence fabriqué avec le même ciment.

Tableau 2.2 : Indices d’activité des grades de laitier d'après la norme ASTM C989

Grade Indice d’activité

à 7 jours Indice d’activité

à 28 jours

80 - 75 %

100 75 % 95 %

120 95 % 115 %

Les bétons avec laitier ont une faible chaleur d’hydratation, un temps de prise accru à des

températures normales et une meilleure maniabilité. Le développement de la résistance mé-

9

canique dépend entre autres de la finesse et de l’activité hydraulique du laitier. En compa-

raison avec un béton ordinaire, le gain de résistance des bétons avec du laitier de grade 100

est plus lent au cours des cinq premiers jours, semblable entre 7 et 28 jours et supérieur

ensuite. Pour un béton au laitier bien mûri, la perméabilité est réduite. La profondeur de

carbonatation est plus grande aux jeunes âges en raison de la faible quantité de portlandite

dans la pâte de ciment hydraté qui empêche la fixation du gaz carbonique près de la surface

du béton. La faible perméabilité évite toutefois une augmentation continue de la profondeur

de carbonatation (Neville 2000).

2.1.3.3 Les cendres volantes

Les cendres volantes sont récupérées suite à la combustion du charbon dans les centrales

thermiques. Les particules sphériques, parfois creuses, ont des dimensions qui peuvent va-

rier de 2,5 à 45 µm bien que la majorité des grains aient un diamètre inférieur à 10 µm.

Leur composition chimique est très variable d’une source à l’autre et selon la période de

l’année. Les cendres volantes sont classées selon la norme ASTM C618-94a d’après leur

teneur en calcium. Les cendres de classe C sont riches en CaO (entre 20 % et 30 % en mas-

se) et ont un certain potentiel hydraulique. Les cendres de classe F sont pauvres en calcium

(moins de 5 % en masse). Elles sont moins réactives et dégagent moins de chaleur

d’hydratation. Elles sont plus spécialement pouzzolaniques et ne s’hydratent que très légè-

rement par elles-mêmes. Du point de vue de l’amélioration de la résistance, la teneur opti-

male en cendres volantes se situe autour de 25 à 30 % en remplacement de la masse du ci-

ment (Neville 2000). Cette teneur s’explique par la quantité de portlandite disponible pour

la réaction pouzzolanique (Mindess et coll. 2003).

Les cendres volantes sont utilisées pour réduire la chaleur d’hydratation, améliorer la ma-

niabilité et augmenter la résistance à long terme. La réaction d’hydratation ne débute qu’un

certain temps après le malaxage puisque la partie amorphe des cendres volantes (le verre)

n’est attaquée que lorsque le pH du liquide interstitiel atteint 13,2 (Neville 2000).

L’augmentation de l’alcalinité de la solution nécessite qu’une partie de l’hydratation du

ciment soit amorcée. Les grains de cendres volantes s’hydratent très peu au début mais ils

agiraient comme sites de nucléation pour l’hydratation du ciment. Pendant les premières

semaines, à cause de la lente hydratation des cendres, la porosité et la perméabilité du béton

10

sont plus importantes et sa résistance est plus faible que pour un béton ordinaire ayant la

même quantité totale de liant. Après quelques semaines, les pâtes contenant des cendres

volantes ont une structure poreuse plus fine et une meilleure résistance. Ces améliorations

sont dues à l’activité pouzzolanique et à l’amélioration de la compacité à cause des très

petits grains de cendres volantes qui ont la capacité de s’intercaler entre les grains de ci-

ment.

2.2 L’eau dans le béton Au-delà de son rôle lors de l’hydratation, l’eau demeure présente dans le béton et continue

de modifier la microstructure. Le béton est susceptible de sécher ou d’absorber l’humidité

environnante. Les mouvements d’eau dans le béton sont responsables de plusieurs problè-

mes de durabilité dont les phénomènes reliés au gel et au transport d’agents agressifs. Le

comportement de l’eau dans le béton est influencé par les ions en solution et par la dimen-

sion des pores dans lesquels elle est contenue.

2.2.1 Organisation de l’eau dans le béton

De façon générale, l’eau peut être classée en trois groupes : l’eau liée chimiquement, l’eau

adsorbée et l’eau libre. L’eau liée chimiquement est celle qui a servi à l’hydratation, elle ne

participe donc pas aux phénomènes de gel et de transport de l’humidité. L’eau adsorbée est

mobile mais elle est retenue sur les parois des pores par des forces de surface élevées. Une

épaisseur de quelques couches de molécules d’eau (soit ~ 10 à 5 Å) subit les forces de sur-

face de façon assez importante pour être considérée comme adsorbée (Marchand et Pigeon

1996; Setzer 1997). L’eau adsorbée recouvre les parois des capillaires et des bulles d’air et

occupe tout l’espace des micropores. Dans les pores dont le diamètre est supérieur à envi-

ron 4 nm, l’eau sera retenue par des tensions capillaires associées à la présence d’un ménis-

que. Ces tensions capillaires sont inversement proportionnelles au rayon du pore. La forma-

tion du ménisque et les principes de capillarité sont discutés dans d’autres ouvrages (Janz

1997; Hazrati 1998; Young et coll. 1998). L’eau dite libre est l’eau contenue dans les capil-

laires plus gros. Les tensions capillaires sont alors beaucoup plus faibles que les forces de

surface.

11

L’eau peut exister dans le béton sous ses trois phases : la vapeur d’eau, l’eau liquide et la

glace. Dans le béton, le changement de phase est régit par la pression et la température lo-

cales qui peuvent différer des conditions atmosphériques ambiantes. La vapeur d’eau exer-

ce une pression sur la phase liquide (appelée pression de vapeur partielle) lorsque les

échanges entre les deux phases sont en équilibre. Une variation de température ou de pres-

sion dans l’environnement peut accentuer le changement d’état et provoquer, par exemple,

la condensation ou la vaporisation (Conciatori 2005). L’humidité relative est le rapport en-

tre la quantité de vapeur d'eau contenue dans l'air et la quantité que cet air pourrait contenir

s'il était saturé à une température donnée. Le concept d’humidité relative relève des pres-

sions entre les phases vapeur et liquide alors que le degré de saturation et la teneur en eau

sont des concepts qui relèvent de l’espace disponible occupé par l’eau. La relation entre

l’humidité relative et la teneur en eau du matériau dépend des caractéristiques du réseau

poreux.

2.2.2 Mouvements d’eau dans les pores et propriétés de transport

Les mouvements d’eau se produisent dans le béton à différents degrés de saturation. Le

transport de l’eau dans un milieu poreux peut être séparé en trois catégories principales :

l’écoulement de l’eau liquide sous gradient de pression en milieu saturé, la capillarité et la

diffusion de la vapeur d’eau. Ces mécanismes de transport seront abordés de façon superfi-

cielle. D’autres auteurs résument les fondements de ces théories et décrivent les équations

qui y sont rattachées (Janz 1997; Hazrati 1998; Maltais 2006). Dans un milieu où le fluide

contient des ions en solution, l’osmose peut être à l’origine des mouvements de l’eau. La

diffusion ionique est motivée par le gradient de concentration d’un élément dans la solution

interstitielle et elle est souvent décrite par la loi de Fick.

2.2.2.1 Perméabilité

Dans un milieu poreux saturé, l’écoulement ou le transport visqueux résulte d’un gradient

de pression. La propriété du béton qui y est associée est la perméabilité et elle est souvent

décrite de façon simplifiée par la loi de Darcy.

2.2.2.2 Capillarité

Dans un milieu partiellement saturé où l’humidité relative est élevée, l’eau liquide se dé-

place dans les pores sous l’effet des forces capillaires. D’une part, ces forces agissent lors

12

du séchage d’un béton initialement saturé. D’autre part, les forces capillaires sont responsa-

bles de l’absorption d’eau lorsqu’un béton sec est en contact avec de l’eau liquide. La ciné-

tique d’absorption et de séchage est très différente. Le potentiel capillaire dans un réseau

poreux est relié à l’humidité relative dans le matériau (Hazrati 1998; Maltais 2006). Bien

que les forces de surface soient plus grandes que les forces capillaires, la cinétique

d’absorption par capillarité est plus rapide que la cinétique d’adsorption dans les petits po-

res. Avec le temps, l’eau absorbée par les capillaires se répartira lentement dans la matrice

cimentaire de façon à combler les pores plus petits.

Les forces capillaires sont plusieurs ordres de grandeurs plus importantes que les forces

gravitaires dans un pore. La hauteur de colonne d’eau dans un tube dont le rayon est infé-

rieur à 1 µm doit dépasser 1 m pour atteindre l’équilibre entre les forces gravitaires et capil-

laires (Janz 1997; Young et coll. 1998). Les bulles d’air n’ont pas tendance à se saturer

parce qu’elles contiennent de l’air sous pression et leur grand diamètre (généralement

> 30 µm (Talbot 1996)) rend les forces capillaires négligeables. Leur paroi est tout de

même recouverte d’une couche d’eau adsorbée et elles peuvent se saturer lentement lorsque

l’interface se dégrade ou que l’eau est soumise à une pression.

Le transport par capillarité est simple à exprimer sous forme d’équations dans le cas d’un

tube cylindrique mais la complexité du réseau capillaire du béton rend la description du

phénomène plus difficile. Washburn (1921) a proposée une théorie selon laquelle le trans-

port par capillarité dans un milieu poreux pourrait être décrit par des équations basées sur la

capillarité dans un tube cylindrique. Plusieurs auteurs ont repris cette théorie pour décrire la

cinétique d’absorption capillaire dans le béton (Janz 1997; Courard 1999; Conciatori 2005).

D’après les auteurs (Washburn 1921; Janz 1997; Courard 1999; Conciatori 2005), le débit

du liquide qui pénètre dans un tube capillaire horizontal de forme cylindrique peut être dé-

crit par la loi de Poiseuille et il est fonction des propriétés du liquide et des dimensions du

capillaire. D’après la loi de Poiseuille, lorsqu’un liquide de viscosité η a pénétré d’une lon-

gueur x dans un capillaire de rayon r, son débit correspond à :

4

8capP r

Qx

(2.1)

13

où Pcap est la pression due aux forces capillaires. La pression capillaire peut être écrite

d’après le théorème de Laplace en fonction du rayon du ménisque r, de la tension de sur-

face du liquide γ et de l’angle de contact entre le liquide et la paroi du capillaire θ :

2 coscapP

r

(2.2)

d’où :

3 cos

4

rQ

x

(2.3)

Le débit peut également s’écrire en fonction du temps dt nécessaire pour traverser un vo-

lume élémentaire du pore capillaire dV selon l’équation suivante :

2dV r dxQ

dt dt

(2.4)

En égalant les équations 2.3 et 2.4 on obtient l’équation suivante :

cos

4

dx rx

dt

(2.5)

Après intégration, on obtient l’équation de Washburn :

2 cos

2

rx t

(2.6)

Dans le cas où les propriétés du liquide et du tube capillaire sont constantes, cette équation

exprime que l’avancée du liquide dans le tube est proportionnelle à la racine carrée du

temps :

cos

2

rx B t où B

(2.7)

Cette équation permet de calculer la valeur de B pour un tube cylindrique mais elle ne

s’applique pas aux capillaires du béton dont la forme et les dimensions sont variables

(Washburn 1921; Janz 1997; Courard 1999). D’après ces auteurs, si on considère le réseau

14

poreux comme un ensemble de capillaires perpendiculaires à la surface d’absorption, la

forme de l’équation peut être utilisée pour décrire l’absorption capillaire d’un liquide en

fonction de la racine carrée du temps :

i S t (2.8)

où i est la quantité d’eau absorbée et S est un coefficient de proportionnalité qui doit être

déterminée expérimentalement (Washburn 1921; Janz 1997). Le coefficient S défini par

Hall (1989) comme étant la sorptivité est aussi appelé coefficient de capillarité ou coeffi-

cient d’absorption selon quelques variantes dans la quantité mesurée (volume ou masse

d’eau absorbée, front de pénétration d’eau, etc.) (Janz 1997; Conciatori 2005). Ce type de

propriété de transport a l’avantage d’être facile à mesurer et reflète l’habileté d’un matériau

à absorber l’eau par capillarité. C’est une mesure du taux de succion capillaire d’un maté-

riau. Toutefois, ces coefficients ne sont pas des propriétés intrinsèques du matériau et ils

dépendent très fortement de toute une gamme de facteurs. La sorptivité sera discutée davan-

tage à la section 2.5.

2.2.2.3 Diffusion de la vapeur d’eau

Lorsque le réseau capillaire n’est plus rempli de façon continue, le transport de la vapeur

d’eau se fait principalement par diffusion moléculaire (Figure 2.1). Ce mécanisme de trans-

port est dû à l’agitation des molécules de vapeur d’eau dont le déplacement est influencé

par un gradient d’humidité relative. Les molécules d’eau gazeuse se déplacent vers les zo-

nes où la pression de vapeur est moindre, soit où l’humidité relative est plus faible. Le

transport de la vapeur d’eau est souvent décrit par la loi de Fick (Conciatori 2005; Maltais

2006). Lorsque l’humidité relative est très faible, les molécules de vapeur d’eau se dépla-

cent librement dans les pores et les forces de surface capturent une partie des molécules

d’eau pour les adsorber. Lorsque l’humidité relative augmente, la couche d’eau adsorbée

devient plus épaisse jusqu’à la formation de ménisques dans les zones les plus étroites des

pores. La diffusion se fait alors par évaporation et condensation de part et d’autre des mé-

nisques.

15

Figure 2.1: Diffusion moléculaire (tiré de (Conciatori 2005))

Il existe également une diffusion surfacique de l’eau adsorbée sur les parois des pores mais

la diffusion moléculaire est le mécanisme de transport de la vapeur d’eau qui domine dans

les pores ayant un diamètre supérieur à 80 nm, soit le libre parcours moyen des molécules

d’eau (800 Å à 25 °C). Dans les micropores, c’est la diffusion Knudsen qui domine le

transport. Ce type de diffusion dépend de la dimension des pores (Xi et coll. 1994; Concia-

tori 2005; Maltais 2006).

2.2.2.4 Isotherme de sorption de la vapeur d’eau

Dans un réseau poreux, une humidité relative donnée correspond à un diamètre de pore où

la pression à l’interface du ménisque est en équilibre avec la pression de la vapeur d’eau. Si

le matériau est en équilibre à une humidité relative et à une température donnée, la gamme

de pores inférieurs à un certain diamètre sera saturée. Les pores n’étant pas idéalement cy-

lindriques, leur diamètre n’est pas unique. Le diamètre maximal d’un pore peut être consi-

dérablement plus grand que le diamètre de l’entrée du pore. Ces renflements sont responsa-

bles de l’effet « bouteille d’encre », c’est-à-dire que l’eau peut être emprisonnée dans le

béton lors du séchage puisque les pressions nécessaires pour l’en faire sortir sont plus éle-

vées que pour l’y faire entrer. Lorsqu’un matériau sec est en contact avec de la vapeur

16

d’eau, l’adsorption sera contrôlée par le diamètre maximal du pore. Lors du séchage d’un

matériau saturé, la désorption sera contrôlée par le diamètre d’entrée du pore. L’adsorption

n’est pas entièrement réversible et on observe une hystérésis lorsqu’on trace l’isotherme

(Figure 2.2). Ainsi, pour un degré d’humidité donné, la teneur en eau de l’échantillon à

l’équilibre sera plus importante pour un échantillon conditionné par désorption que par ad-

sorption. Le comportement au moment de l’absorption s’en trouvera modifié.

Figure 2.2: Isotherme d'adsorption de la vapeur d'eau (tiré de (Hazrati 1998))

2.2.2.5 Influence du conditionnement sur l’absorption

Le comportement lors de l’absorption est influencé par la teneur en eau initiale du béton

mais aussi par la distribution de l’humidité relative dans le béton. La méthode de condi-

tionnement aura beaucoup d’influence sur l’absorption. Un échantillon de béton peut être

conditionné en vue d’atteindre une teneur en eau ou une humidité relative donnée. Le

conditionnement peut se faire par adsorption ou par désorption en étant exposé à une humi-

dité relative contrôlée. Il se crée alors un gradient d’humidité entre les surfaces exposées où

les échanges d’humidité se produisent en premier et le cœur de l’échantillon qui conserve

17

plus longtemps son degré d’humidité initial. Lorsque l’équilibre est atteint, l’humidité rela-

tive est distribuée uniformément sur toute la profondeur de l’échantillon. Toutefois, ce type

de conditionnement est très peu utilisé en pratique car l’obtention de l’équilibre demande

plusieurs mois pour des échantillons de pâte de ciment ayant quelques millimètres

d’épaisseur. Les essais d’absorption sont donc souvent pratiqués sur des échantillons où la

teneur en eau varie avec la profondeur de l’échantillon, ce qui modifiera le taux

d’absorption (Hall et coll. 1983).

La plupart des échantillons en laboratoire sont conditionnés par séchage à l’étuve jusqu’à

un critère défini de masse constante. Un séchage à 105 °C retirera l’eau évaporable conte-

nue dans le système, soit l’eau contenue dans les capillaires et une partie de l’eau adsorbée.

Un séchage à des températures aussi élevées provoque des dommages à la microstructure

du béton, notamment en causant des tensions capillaires très élevées. Ces tensions entraî-

nent l’écrasement des parois des petits pores résultant en un réseau poreux plus grossier

(Hazrati 1998). La cinétique d’absorption du béton s’en trouve augmentée (Dias 2004).

2.2.3 Formation de la glace dans les pores

Lorsque l’eau contenue dans un solide gèle, elle subit essentiellement les mêmes

transformations physiques que l’eau libre, c’est-à-dire une expansion volumique de 9 %. La

dimension du pore influence la température de solidification de l’eau. D’après des essais de

calorimétrie à basse température, l’eau est gelée dans les gros capillaires autour de -2 °C.

Vers -20 °C, l’eau est gelée dans les pores ayant un diamètre critique de l’ordre de quelques

nanomètres.

Marchand et Pigeon (1996) rapportent que la formation de la glace dans les milieux poreux

se fait par nucléation d’un cristal de glace. Il peut donc y avoir surrefroidissement de l’eau

avant la formation de la glace. L’eau directement adsorbée à la surface des pores tend à

demeurer à l’état liquide même à de très basses températures, la pâte demeure donc per-

méable. La glace étant constituée d’eau pure, sa formation entraîne l’augmentation progres-

sive de la concentration en sels dissous dans l’eau non gelée ce qui abaisse le point de

congélation. Si on diminue le degré de saturation, l’eau est contenue dans des pores dont le

18

diamètre est plus petit et la température de solidification sera plus basse, ce qui diminuera

la quantité de glace formée à une température donnée.

La formation de la glace est assimilable au phénomène de désorption. Le gel de l’eau tou-

che d’abord les gros capillaires puis atteint progressivement les petits au fur et à mesure

que la température descend. Ce phénomène est contrôlé par le diamètre d’entrée du pore.

Le dégel est un phénomène soudain qui est contrôlé par le diamètre maximal du pore. Pour

un diamètre de pore donné, la température de fusion de la glace sera plus élevée que sa

température de solidification (Marchand et Pigeon 1996).

2.3 Durabilité au gel et à l’écaillage On retrouve deux types de dégradations dues aux cycles de gel-dégel : la microfissuration

interne et l’écaillage de surface. La microfissuration interne affecte la masse du béton et

elle provoque une diminution du module d’élasticité dynamique ainsi qu’un changement de

longueur. L’entraînement de bulles d’air est une solution pratique qui permet de prévenir ce

type de dommage. En 1953, Powers et Helmuth ont montré qu’une pâte de ciment sans air

se dilate de façon importante lors du gel. Avec de l’air entraîné, une très faible dilatation se

produit et une contraction se manifeste lorsque le béton est maintenu à des basses tempéra-

tures (Mindess et coll. 2003). Quant à la dégradation par écaillage, elle se manifeste par le

détachement de flocons de mortier de la surface du béton. Ce phénomène est progressif et il

est amplifié par la présence de sels fondants. Bien que, dans plusieurs cas, la présence de

bulles d’air améliore la résistance à l’écaillage, cette solution ne permet pas à elle seule de

garantir la bonne tenue à l’écaillage de tous les mélanges de béton. Les deux phénomènes

sont reliés à la formation de la glace dans le système poreux et bien qu’ils puissent se pro-

duire simultanément, ils sont indépendants l’un de l’autre (Jacobsen 1997).

2.3.1 Endommagement causé par le gel

La plupart des mécanismes proposés pour expliquer l’endommagement du béton par le gel

font intervenir des pressions développées conséquemment à la formation de la glace dans

un milieu poreux où le degré de saturation atteint une valeur critique et où l’eau est

contrainte à se déplacer. Tous les auteurs sont d’accord pour dire que la qualité du réseau

d’air joue un rôle important dans la résistance au gel. Si les bulles sont suffisamment rap-

19

prochées, les mouvements de l’eau sont moins importants et les pressions ainsi développées

sont dissipées plus rapidement. Pour assurer la protection au gel on peut entraîner de l’air,

diminuer le rapport eau/liant et diminuer le degré de saturation. Plusieurs auteurs proposent

des revues bibliographiques qui expliquent les théories les plus marquantes sur les méca-

nismes d’endommagement par le gel (Marchand et Pigeon 1996; Lindmark 1998; Zuber

2002).

2.3.1.1 Pressions hydrauliques

D’après la théorie des pressions hydrauliques proposée par Powers en 1949, l’augmentation

volumique de 9 % accompagnant la formation de la glace pousserait l’eau non gelée à fuir

les capillaires à travers le réseau poreux. Les bulles d’air serviraient d’exutoire pour l’eau

ainsi expulsée. Les pressions hydrauliques développées dépendent de l’écoulement de l’eau

dans la matrice cimentaire. Powers propose une équation permettant de relier les pressions

développées lors des mouvements de l’eau dans la porosité à tout un ensemble de paramè-

tres :

max

11,09 ( )

3

UCP L

s K

(2.9)

où η est la viscosité de l’eau

s est le degré de saturation

U est le taux de formation de la glace

C est le taux de refroidissement

K est la perméabilité de la pâte

φ est la distance maximale que l’eau doit parcourir pour atteindre une bulle d’air

La fissuration se produit lorsque la pression générée par les mouvements d’eau est plus

grande que la résistance en tension de la pâte.

Cette théorie a le mérite de relier mathématiquement la pression dans le système à plusieurs

paramètres mais elle ne tient pas compte de tous les phénomènes observables lors du gel.

Elle n’explique pas l’effet néfaste des sels fondants, ni l’endommagement d’un béton saturé

avec un liquide non expansif lors du gel (Marchand et Pigeon 1996).

20

2.3.1.2 Pressions osmotiques

Powers et Helmuth ont découvert que, contrairement à l’hypothèse à la base de la théorie

des pressions hydrauliques, l’eau peut, dans certains cas, être attirée vers les sites de forma-

tion de la glace plutôt que d’en être expulsée (Pigeon 1989). Le gradient de concentration

entre la solution des pores contenant des cristaux de glace et la solution plus diluée des pe-

tits pores force l’eau à migrer vers les sites de formation de la glace. Si la pâte est initiale-

ment saturée, le manque d’espace dans les capillaires pour accommoder l’apport d’eau gé-

nère des pressions. Puisque les bulles d’air contiennent une faible quantité d’eau suscepti-

ble de geler à des températures près de 0 °C, la glace peut s’y former très tôt sans causer de

pressions tout en faisant augmenter la concentration ionique dans la couche d’eau adsorbée

sur les parois des bulles. L’effet bénéfique des bulles d’air serait expliqué par le fait

qu’elles entrent en compétition avec les capillaires pour pomper l’eau des micropores. Les

pressions osmotiques générées pendant le gel augmenteraient avec la concentration en sels

fondants dans la solution interstitielle. Cette théorie ne permet pas d’expliquer pourquoi les

solutions salines de faibles concentrations sont plus agressives pour le béton (Marchand et

Pigeon 1996).

2.3.1.3 Approches thermodynamiques

D’autres auteurs, tels que Litvan, Radjy et Setzer, ont analysé le phénomène avec une ap-

proche thermodynamique pour expliquer les mouvements d’eau reliés à la formation de la

glace. Le principe est semblable à celui décrit par la théorie des pressions osmotiques mais

le moteur des déplacements d’eau est différent (Mindess et coll. 2003). Ces théories sont

résumées par d’autres auteurs (Marchand et coll. 1994; Marchand et Pigeon 1996; Zuber

2002).

2.3.2 Détérioration par écaillage

L’écaillage est une détérioration progressive de la surface du béton qui se produit lorsque

celui-ci est soumis à des cycles de gel-dégel en présence de sels. Cette détérioration se ma-

nifeste généralement par le détachement progressif de petits morceaux de mortier ou de

pâte de ciment de la surface. Ces débris peuvent avoir la forme de particules très fines ou de

petits flocons minces de mortier. Cette dégradation laisse la surface plus rugueuse et peut

mener à l’exposition des gros granulats. La masse du béton demeure toutefois intacte et ses

21

propriétés mécaniques et structurales ne sont pas affectées. Plusieurs mécanismes ont été

proposés pour expliquer l’écaillage du béton mais aucun d’entre eux n’explique l’ensemble

des phénomènes observés.

2.3.2.1 Gel en présence de sels fondants

La plupart des mécanismes proposés reposent sur les pressions développées conséquem-

ment à la formation de la glace dans le système poreux. Ces hypothèses sont souvent des

mécanismes de dégradation aux cycles de gel-dégel appliqués à des solutions salines.

Lindmark (1998) rapporte que d’après Powers, la présence de sels dans les capillaires aug-

mente l’apport d’eau par osmose, ce qui augmente la quantité de glace formée ainsi que les

pressions hydrauliques. Marchand et coll. (1994) rapportent que Fagerlund a suggéré que

l’effet pessimum de la concentration serait dû à un compromis entre les pressions hydrauli-

ques et osmotiques. L’augmentation de la concentration en sels réduit la formation de la

glace, ce qui réduit les pressions hydrauliques mais augmente les pressions osmotiques dé-

veloppées. Selon l’approche thermodynamique de Litvan, l’effet des sels serait

d’augmenter le déséquilibre du système.

2.3.2.2 Mécanismes macroscopiques

Plusieurs chercheurs se sont basés sur des observations particulières au phénomène

d’écaillage pour proposer des mécanismes de dégradation. Les mécanismes qui sont résu-

més brièvement dans cette section sont rapportés de façon plus complète par d’autres au-

teurs (Marchand et coll. 1994; Talbot 1996; Lindmark 1998).

Quelques auteurs se sont penchés sur l’effet du gradient de concentration en sels. Browne et

Cady en 1975 ont suggéré que la concentration élevée en sels dans la couche de surface

empêcherait le gel et que la glace formée dans les couches inférieures générerait les pres-

sions hydrauliques responsables de l’écaillage de la surface. En 1980, Klieger suggérait un

mécanisme impliquant la présence de glace en surface. Selon lui, l’eau serait attirée par

osmose vers les zones concentrées en sel. Ces zones déjà saturées ne pourraient accommo-

der cette eau et elle ne pourrait pas non plus être acheminée vers l’extérieur puisque la gla-

ce des couches supérieures bloquerait le passage. Il y aurait donc génération de pressions de

soulèvement.

22

D’autres auteurs ont aussi fait intervenir des gradients thermiques et des gradients de dé-

formation dans leur mécanisme. Il a été noté qu’en chantier, les sels pouvaient être lessivés

de la surface et que la concentration maximale en sels se trouverait à environ 10 mm sous la

surface. Ces observations ont menés Harnick, Meier et Rösli, en 1980, à suggérer que

l’écaillage serait dû à des tensions induites par des gradients de déformation en raison du

fait que les couches gèlent à des températures différentes selon leur concentration en sels.

Au cours de la même année, dans une autre publication, Rösli et Harnick ont suggéré l’effet

d’un choc thermique. Lors de l’application de sels, la fonte de la glace sur la surface ab-

sorbe la chaleur du béton causant un refroidissement rapide de la surface. Ce refroidisse-

ment induirait un gradient de déformation qui causerait une traction de quelques MPa.

Moukwa et Adkins en 1988 ont fait remarquer qu’il était possible qu’une couche de glace

soit prisonnière entre la surface chauffée par le soleil et le cœur du béton, où la chaleur du

béton s’est accumulée pendant le jour, provoquant des pressions sous la surface sujette à

l’écaillage. Lors de l’essai en laboratoire, la solution saline recouvre les échantillons en

permanence. La théorie du choc thermique et l’hypothèse avancée par Moukwa et Adkins

sont donc peu probables puisqu’elles ne peuvent expliquer les dégradations observées en

laboratoire.

2.3.2.3 Lentilles de glace

Pour expliquer l’écaillage, Lindmark (1998) fait l’hypothèse que les cristaux de glace sous

la surface du béton peuvent croître et exercer des pressions destructives parce que l’eau en

surface peut être absorbée dans les pores pendant le gel. Ce mécanisme est sensiblement le

même que le processus de formation de lentilles de glace qui est responsable du gonflement

de certains sols lors du gel. Zuber (2002) résume ce phénomène emprunté à la géotechni-

que. La glace se forme sur une profondeur limitée à partir de la surface du sol exposée au

gel et les cristaux de glace pompent l’eau disponible dans les couches plus profondes. La

croissance des cristaux de glace cause des pressions qui soulèvent les couches supérieures

du sol. Dans le mécanisme proposé par Lindmark (1998), le rôle de la solution saline en

surface est de fournir un réservoir d’eau liquide à des températures inférieures au point de

congélation. Lorsque la glace formée dans les pores près de la surface commence à attirer

l’eau des petits pores avoisinants, la solution saline extérieure serait pompée dans les pores,

ce qui permettrait la croissance des cristaux de glace qui exercent des pressions sur les pa-

23

rois des pores et augmenterait la quantité d’eau instable susceptible de geler dans les petits

pores. Les fondements théoriques de ce mécanisme et les hypothèses testées pour le valider

sont détaillés dans la thèse de Lindmark (1998).

2.3.2.4 « Glue-Spall Mechanism »

Valenza et Scherer (2005) ont récemment proposé un nouveau mécanisme. L’écaillage se-

rait dû à des fractures dans la glace qui pénétreraient la couche de surface du béton et qui

bifurqueraient sous l’interface de façon à arracher des flocons de mortier. Durant le gel, le

sel dans la solution externe serait à l’origine de la formation de petites poches de saumure

non gelées qui agiraient comme des défauts dans la glace. Le coefficient de dilatation ther-

mique de la glace étant différent de celui du béton, des tensions seraient induites dans la

glace et les pochettes de saumure causeraient suffisamment de concentrations de contrain-

tes pour initier des fissures dans la glace. Ces fissures pénètreraient la surface du béton. La

tension exercée par la glace sur la surface du béton amènerait les fissures à bifurquer juste

sous l’interface de façon à arracher des îlets de mortiers caractéristiques de la dégradation

par écaillage. Ce mécanisme explique l’effet pessimum de la concentration en sels dans la

solution externe par le fait que la glace formée à partir de l’eau pure est trop forte pour fis-

surer et qu’à des concentrations de sels plus élevées, la glace n’est pas assez rigide pour

induire des contraintes critiques. Ce mécanisme implique que la présence d’une solution sur

la surface est nécessaire pour qu’il y ait écaillage. Les dégradations augmenteraient avec

l’épaisseur de la solution. À ce jour, les publications sur ce mécanisme ne proposent pas

d’explication pour l’effet bénéfique de l’air entraîné. Toutefois, des récents travaux de

l’équipe du professeur Scherer tentent de démontrer que l’effet bénéfique de l’air entraîné

serait dû à son influence sur la variation volumique de la matrice cimentaire lors du gel.

2.3.3 Paramètres influençant la résistance à l’écaillage

Alors que les travaux de recherche cités dans la section précédente ont tenté d’expliquer les

mécanismes responsables de l’écaillage, plusieurs travaux ont été réalisés dans le but

d’identifier et de caractériser l’influence de différents paramètres sur le phénomène. Les

principales observations seront rapportées dans cette section.

24

2.3.3.1 Composition du mélange

La composition du mélange détermine les caractéristiques du béton frais et du béton durci.

Les propriétés du béton frais influencent la stabilité du réseau d’air, le ressuage, la qualité

de la finition et la formation de la couche superficielle du béton. L’écaillage est influencé

par la microstructure de la couche de surface, c'est-à-dire la quantité et les caractéristiques

des hydrates et des vides formés. L’écaillage est aussi influencé par le réseau capillaire qui

contrôle la formation de la glace et le transport de l’eau. L’influence de ces facteurs sur

l’écaillage est complexe : ils peuvent avoir une influence les uns sur les autres en plus

d’avoir des effets combinés et d’influencer d’autres paramètres.

2.3.3.1.1 Réseau d’air

D’après les études précédentes, le facteur d’espacement des bulles d’air apparaît comme un

paramètre clé pour la résistance à l’écaillage. Alors qu’il existe un facteur d’espacement

critique pour protéger le béton contre la fissuration interne due au gel, il ne semble pas y

avoir de valeur critique pour l’écaillage. Il est rapporté dans la documentation que la masse

de débris écaillés augmente généralement avec le facteur d’espacement (Pigeon 1989; Mar-

chand et coll. 1994; Marchand et Pigeon 1996; Pigeon et coll. 1996a). Un bon réseau de

bulles d’air est essentiel mais il n’est pas, à lui seul, suffisant pour garantir la protection

contre l’écaillage. Il est tout de même recommandé d’obtenir un facteur d’espacement

maximal de 200 µm (Pigeon 1989; Marchand et Pigeon 1996). Ce sont les caractéristiques

du réseau d’air près de la surface qui auront une influence sur l’écaillage alors qu’elles sont

souvent mesurées au cœur du béton. Les caractéristiques du réseau d’air au cœur du béton

peuvent être assez représentatives des caractéristiques de la surface si celle-ci n’a pas été

trop remaniée (Marchand et coll. 1994). Des résultats montrent que le réseau d’air peut aus-

si varier avec la profondeur (Weng et coll. 2000). La relation entre le réseau d’air au cœur

et en surface peut être affectée par des facteurs tels que la quantité et la stabilité des bulles

d’air dans le béton frais, les propriétés rhéologiques du béton frais et les opérations de fini-

tions.

2.3.3.1.2 Rapport eau/liant

Le rapport eau/liant d’un béton a une influence directe sur sa porosité et sur sa résistance.

Les dégradations par écaillage augmentent avec le rapport eau/liant (Marchand et coll.

25

1994; Pigeon et coll. 1996a). Pour les bétons ayant un rapport eau/liant entre 0,4 et 0,5, il

est possible d’obtenir une très bonne tenue à l’écaillage si le réseau d’air est adéquat (Mar-

chand et Pigeon 1996). Pour les bétons à haute performance (BHP) dont le rapport eau/liant

est suffisamment faible (environ 0,25), il est possible d’obtenir une bonne résistance à

l’écaillage sans air entraîné à cause de la très faible perméabilité et de la quantité minime

d’eau gelable contenue dans les BHP (Gagné et Marchand 1997).

2.3.3.1.3 Type de granulat

Des granulats poreux peuvent être à l’origine de la formation de cratères (souvent appelés

popouts) à la surface du béton. L’expulsion d’eau du granulat cause des pressions à

l’interface pâte-granulat et peut mener à l’éclatement de la couche de mortier au dessus du

granulat (Marchand et coll. 1994). Bien que ce phénomène ne doive pas être considéré

comme de l’écaillage, il contribue à la dégradation de la surface.

2.3.3.1.4 Type de ciment

La meilleure résistance à l’écaillage observée pour des ciments plus fins serait due à la po-

rosité capillaire plus fine qui résulte de l’hydratation de ces ciments. La vitesse

d’hydratation du ciment a une influence sur le ressuage, ce qui risque d’avoir des consé-

quences sur la microstructure de la surface (Marchand et coll. 1994). Du point de vue de la

composition chimique des ciments, c’est la teneur en C3A qui semble être le paramètre le

plus significatif. Bien qu’il n’y ait pas d’explication claire au phénomène, la résistance à

l’écaillage serait généralement meilleure pour une faible teneur en C3A (Stark et Ludwig

1993; Marchand et Pigeon 1996). Cette influence pourrait être due à des réactions chimi-

ques entre les produits d’hydratation et les sels fondants avant le gel. D’après Marchand et

Pigeon (1996), l’amélioration de la résistance à l’écaillage avec l’augmentation de la teneur

en C3A observée dans certaines circonstances pourrait être due à une meilleure stabilisation

des bulles d’air dans le béton frais.

2.3.3.1.5 Ajouts cimentaires

La présence d’ajouts cimentaires a une influence sur le taux d’hydratation, sur les hydrates

composant la pâte de ciment durcie, sur la porosité et sur l’entraînement de l’air. Tous ces

facteurs sont susceptibles, à eux seuls, d’affecter le comportement à l’écaillage en plus

d’être influencés par d’autres paramètres tels que le rapport eau/liant, le mûrissement, la

26

température, les conditions de mise en place et la finition de la surface. Ce chassé-croisé de

paramètres ayant une influence les uns sur les autres donne lieu à un véritable casse-tête à

savoir ce qui est responsable de quoi.

Bon nombre d’études ont été réalisées sur l’écaillage des bétons contenant des ajouts ci-

mentaires et les résultats rapportés dans la documentation sont contradictoires. Une compa-

raison systématique de tous les résultats publiés à ce sujet est difficile puisque les condi-

tions d’essais sont souvent différentes. Alors que certaines études montrent qu’il est possi-

ble d’obtenir une bonne résistance à l’écaillage pour des bétons contenant des ajouts cimen-

taires, d’autres études ont montré que les dégradations par écaillage augmentent avec la

teneur en ajouts cimentaires (Marchand et coll. 1994; Marchand et Pigeon 1996). Malgré la

contradiction des résultats, l’effet négatif des ajouts cimentaires sur la résistance à

l’écaillage en laboratoire est généralement reconnu. La somme des résultats a mené à des

recommandations sur l’utilisation des ajouts cimentaires dans les bétons exposés au gel-

dégel en présence de sels fondants. Généralement, il est recommandé de limiter la teneur en

fumée de silice à 10 % de la masse de liant et la teneur en cendre volantes ou en laitier de

haut-fourneau à 20 à 30 % de la masse de liant (Marchand et coll. 1994; Pigeon et coll.

1996a)

Les raisons de l’effet négatif des ajouts cimentaires sur la résistance à l’écaillage ne sont

pas claires. Le type d’ajout cimentaire, leur quantité et leur composition chimique modi-

fient le comportement à l’écaillage. Dans le cas des cendres volantes, la variabilité de leur

composition chimique peut expliquer en partie la très grande dispersion des résultats rap-

portés dans la documentation. De façon générale, les cendres volantes de classe C perfor-

ment mieux à l’écaillage que les cendres volantes de classe F (Thomas 1997).

En ce qui concerne la fumée de silice, les études sont aussi contradictoires. Bien que quel-

ques études aient montré que l’écaillage augmentait avec la teneur en fumée de silice, la

différence de comportement n’est pas très prononcée (Pigeon 1989; Bilodeau et Malhotra

1993; Marchand et coll. 1994). D’autres auteurs ont montré que la résistance à l’écaillage

pouvait être considérablement améliorée en présence de fumée de silice (Jacobsen et Selle-

vold 1993).

27

Bien que les revues bibliographiques rapportent des résultats variés pour les bétons conte-

nant des laitiers de haut-fourneau, il est reconnu qu’ils peuvent être plus sensibles à

l’écaillage que les bétons ordinaires (Marchand et coll. 1994). Les travaux de Machabée

(1998) ont toutefois montré qu’après un mûrissement prolongé, des bétons contenant des

laitiers de haut-fourneau peuvent être plus résistant à l’écaillage que des bétons ordinaires.

Le comportement à l’écaillage est influencé par la composition et la finesse du laitier. Les

bétons avec laitier montrent souvent une couche qui écaille plus vite au cours des premiers

cycles (Bilodeau et Malhotra 1993). D’après Stark et Ludwig (1997a; 1997b), la carbonata-

tion des bétons contenant du laitier de haut-fourneau rendrait la porosité de la surface plus

grossière et augmenterait l’écaillage. Cet affaiblissement de la surface serait dû à la carbo-

natation des C-S-H dans la pâte de laitier, qui ne contient que peu de portlandite, par oppo-

sition au béton de ciment où la zone carbonaté est plus dense (Stark et Ludwig 1997a; Stark

et Ludwig 1997b).

Certains auteurs ont suggéré que les ajouts cimentaires ont pour effet de rendre la couche

de surface plus poreuse et plus faible, donc moins résistante à l’écaillage. Cette hypothèse

vient de l’observation d’un taux d’écaillage très rapide au cours des premiers cycles qui

correspondrait à la dégradation de la couche de surface (Pigeon et coll. 1996b; Talbot 1996;

Machabée 1998). Une étude de la microstructure de la surface a montré que l’épaisseur de

cette couche de surface plus poreuse serait de l’ordre de 0,5 à 1 mm pour un béton ordinaire

et pourrait dépasser une épaisseur de 2 mm pour un béton contenant des ajouts cimentaires

(Pigeon et coll. 1996b; Talbot 1996).

L’effet des ajouts cimentaires sur la résistance à l’écaillage ne se limite pas à la modifica-

tion de la couche de surface. Des essais réalisés en laboratoire sur des surfaces sciées ont

effectivement montré que l’écaillage est plus important en présence d’ajouts cimentaires

(Talbot 1996; Marchand et coll. 1997).

Étant donné le faible taux d’hydratation des cendres volantes pendant les premières semai-

nes, l’hypothèse que les cendres volantes non hydratées augmenteraient le rapport eau/liant

effectif a été étudiée (Talbot 1996; Talbot et coll. 2000). Les résultats montrent que même

en considérant les ajouts cimentaires comme inertes, la dégradation de ces bétons est plus

importante que pour des bétons sans ajouts cimentaires ayant un rapport eau/liant effectif

28

équivalent. L’effet négatif des ajouts cimentaires ne se limite pas à l’augmentation du rap-

port eau/liant effectif (Talbot 1996; Talbot et coll. 2000). Cette étude a également montré

que malgré le faible taux d’hydratation initial des cendres volantes, la porosité était plus

fine et la teneur en eau non-évaporable plus grande, même après seulement 14 jours

d’hydratation. Les auteurs concluent que la présence de cendres volantes faciliterait

l’hydratation du ciment. Puisque les cendres densifient la pâte et raffinent la porosité, leur

influence négative sur l’écaillage serait due à d’autres effets (Marchand et coll. 1997).

Une autre hypothèse reliée à la granulométrie des bulles d’air a été proposée pour expliquer

l’effet négatif des ajouts cimentaires. Des études ont montré que les bétons avec ajouts

contiennent une plus grande proportion de petites bulles d’air dont le diamètre varie entre

10 µm et 50 µm que les bétons ordinaires (Talbot 1996; Talbot et coll. 2000). Les bulles

situées près de la surface et dont le diamètre est inférieur à 30 µm pourraient se saturer ra-

pidement lors des cycles de gel-dégel dans les conditions de l’essai où la surface est recou-

verte de solution saline. Une fois ces bulles saturées, elles contribueraient à amplifier les

détériorations en augmentant la quantité d’eau gelable et en n’ayant plus leur potentiel pro-

tecteur contre le gel-dégel (Marchand et Pigeon 1996; Marchand et coll. 1997; Talbot et

coll. 2000).

2.3.3.2 Rôle des sels fondants

La présence de sels fondants est un facteur déterminant pour l’écaillage. En plus d’abaisser

le point de congélation, ils influencent les propriétés de la solution interstitielle (Setzer

1997). Leur rôle dans les mécanismes d’écaillage n’est toutefois pas clairement défini.

2.3.3.2.1 Type de produit fondant

Les sels fondants les plus couramment utilisés sont le chlorure de sodium (NaCl) et le chlo-

rure de calcium (CaCl2). Certains produits fondants peuvent causer des dommages au béton

en réagissant chimiquement avec certains produits d’hydratation. Par exemple, le CaCl2

peut causer des dommages au béton en réagissant chimiquement avec la portlandite, même

en l’absence de cycles de gel-dégel (Collepardi et coll. 1994). Ce type de réaction peut cer-

tainement affaiblir le béton mais son rôle est très secondaire lors de l’écaillage. Plusieurs

produits fondants provoquent de l’écaillage même s’ils n’ont pas de potentiel d’attaque

chimique pour le béton. De plus, les dégradations les plus importantes sont toujours obser-

29

vées pour de faibles concentrations (Hudec et coll. 1994; Pigeon et coll. 1996a). Le rôle des

sels sur l’écaillage est donc reconnu pour être davantage de nature physique que chimique

(Marchand et coll. 1994; Pigeon et coll. 1996a).

2.3.3.2.2 Concentration de la solution saline

Bien que certains cas de perte de masse en surface aient été rapportés lors d’essais de gel-

dégel dans l’eau, l’écaillage est généralement reconnu pour se produire en présence de sels

fondants. Les dégradations observées augmentent avec la teneur en sels jusqu’à une

concentration de 3 à 6 % et ensuite l’écaillage diminue avec l’augmentation de la concen-

tration en sels. Généralement, les dégradations les plus importantes sont rapportées pour

une teneur en sels de l’ordre de 3 % (Pigeon et coll. 1996a; Marchand et coll. 1999). Des

essais réalisés avec des solutions salines dont la concentration varie entre 1 % et 5 % n’ont

pas permis d’identifier la concentration pessimum (Lindmark 1998).

Les principales études ne s’accordent pas toutes pour déterminer si c’est la concentration en

sels dans la solution sur la surface du béton ou la concentration en sels dans les pores du

béton qui est la plus significative pour l’écaillage (Marchand et coll. 1994; Lindmark 1998;

Marchand et coll. 1999). Une étude comparant l’écaillage de bétons préalablement saturés à

l’eau avec des bétons préalablement saturés avec des solutions salines ayant des concentra-

tions variant de 0 à 12 % n’a pas montré de différence significative de comportement entre

les différentes séries d’essai (Marchand et coll. 1999). Les auteurs concluent que la concen-

tration en sels dans la solution externe a une influence plus importante sur le mécanisme

d’écaillage que la concentration en sels dans les pores. D’autres résultats d’essais réalisés

pour des concentrations en sels variant de 0 à 3 % dans la solution externe et dans la solu-

tion interstitielle pointent dans la même direction (Lindmark 1998). Ces résultats montrent

toutefois que l’écaillage en présence d’eau pure tend à augmenter légèrement avec la

concentration en sels dans les pores.

Bien que la concentration en sels de la solution externe semble dominante, il n’est pas ex-

clu que la concentration en sels de la solution interstitielle ait une influence sur l’écaillage.

Selon une étude menée par Petersson sur des essais d’écaillage avec une solution saline

externe ayant une concentration de 3 %, une concentration en sels plus élevée dans la solu-

tion interstitielle aurait pour effet de réduire l’écaillage (Lindmark 1998). La documentation

30

rapporte quelques cas où la présence de sels dans la solution interstitielle contribue à modi-

fier le comportement de l’eau lors du gel dans les pores. Des études ont montré que les dé-

gradations lors du gel de masse étaient amplifiées lorsque la solution interstitielle contenait

une faible concentration en sels (Marchand et coll. 1994). La pression de vapeur d’une so-

lution saline est plus faible que la pression de vapeur de l’eau pure. Conséquemment, à une

humidité relative donnée, le degré de saturation du béton sera plus élevé s’il contient une

solution saline plutôt que de l’eau pure. La présence de sels dissous dans la solution inters-

titielle a aussi pour effet d’abaisser le point de congélation, donc de réduire la quantité de

glace formée à une température donnée, et de modifier les tensions de surface dans le sys-

tème (Marchand et coll. 1994; Setzer 1997).

2.3.3.3 Facteurs affectant la couche de surface

L’écaillage est un problème de surface qui est sensible à tout ce qui peut modifier la couche

superficielle du béton. Plusieurs études ont montré qu’une couche plus poreuse peut se

former en surface du béton. Cette couche écaillerait à un taux plus élevé pendant les pre-

miers cycles de l’essai d’écaillage (Bilodeau et Malhotra 1993; Pigeon et coll. 1996b; Tal-

bot 1996; Machabée 1998). La formation de cette couche serait liée au ressuage et aux

conditions de mise en place (moule ou base granulaire, vent, humidité relative et tempéra-

ture ambiante, vibrations, etc.). La maniabilité du béton, les opérations de finition de sur-

face et le mûrissement ont aussi une influence à la fois sur les propriétés mécaniques et sur

la microstructure de la surface. La surface est si sensible à ces paramètres qu’il est difficile

d’isoler les effets d’un seul d’entre eux. Ces paramètres pourraient être partiellement res-

ponsables de la variabilité ainsi que des différences observées entre le comportement en

laboratoire et en chantier. La méthode de mûrissement et l’exposition de la surface au sé-

chage, à la resaturation et à la carbonatation peuvent modifier considérablement le compor-

tement à l’écaillage (Marchand et Pigeon 1996; Machabée 1998).

2.3.3.3.1 Mise en place et finition

Les plaques d’essais soumises à l’essai d’écaillage sont fabriquées selon des techniques qui

varient souvent d’un laboratoire à l’autre et qui peuvent différer des procédures appliquées

en chantier. Certaines études concluent que la procédure de finition de surface et le moment

auquel elle est exécutée ont une influence sur le comportement à l’écaillage (Hooton et

31

Boyd 1997). Toutefois, d’autres travaux montrent que la procédure de finition de surface

n’a pas toujours un effet significatif (Pigeon et coll. 1996b). Malgré la contradiction de ces

résultats, il est raisonnable de penser que ces procédures peuvent influencer la qualité de la

surface. Le remaniement de la surface par les opérations de finition influence la quantité de

pâte en surface et la qualité du réseau de bulles d’air. L’avancement du ressuage au moment

de la finition a également une influence sur la qualité de la surface. Les bétons contenant

des ajouts cimentaires risquent d’être particulièrement sensibles à ce facteur. Les procédu-

res de chantier, conformément à la norme ASTM C672, recommandent souvent d’exécuter

les opérations de finition de la surface après la disparition de l’eau de ressuage. Puisque

généralement les ajouts cimentaires retardent la prise du béton et que le taux de ressuage est

plus faible, la fin du ressuage est plus difficile à détecter visuellement. Si la finition est

exécutée à un moment inapproprié, la résistance à l’écaillage du béton sera affectée (Hoo-

ton et Boyd 1997).

Les essais d’écaillage en laboratoire sont souvent réalisés sur des plaques coulées dans des

moules imperméables en plastique ou en bois. Des études ont montré que la mise en place

d’une membrane drainante à la base du moule pouvait améliorer le comportement à

l’écaillage (Stark et coll. 1997). Les auteurs notent que cet effet est particulièrement remar-

quable pour les bétons contenant des laitiers de haut-fourneau. L’effet drainant de la mem-

brane aiderait à prévenir l’accumulation de l’eau de ressuage en surface qui réduirait la ré-

sistance à l’écaillage. Les conditions de mise en place ressemblent ainsi davantage aux

conditions en chantier où le béton est souvent coulé sur une base granulaire, ce qui contri-

bue à réduire le ressuage (Machabée 1998).

2.3.3.3.2 Mûrissement

Le mûrissement du béton a une influence directe sur le développement des propriétés du

béton et sur sa porosité capillaire. Un mûrissement insuffisant influence la surface en cau-

sant des fissures de retrait plastique (Marchand et coll. 1994). En laboratoire, le mûrisse-

ment consiste souvent à conserver le béton dans un brouillard ou à le maintenir immergé

dans l’eau saturée de chaux. En chantier, soit le béton est recouvert d’une toile de jute hu-

mide, soit un produit de cure chimique est vaporisé sur la surface.

32

Bien que la cure humide est souvent considérée comme étant la méthode la plus efficace

pour l’obtention de bonnes propriétés du béton, plusieurs auteurs rapportent que

l’application d’un agent de cure chimique peut être profitable pour la résistance à

l’écaillage, particulièrement pour les bétons contenant des ajouts cimentaires (Bilodeau et

coll. 1991; Marchand et Pigeon 1996; Machabée 1998). Selon une autre étude sur des bé-

tons coulés en chantier, testés en laboratoire et dont le comportement à l’écaillage est satis-

faisant, l’agent de cure améliorerait légèrement la résistance à l’écaillage des bétons conte-

nant des cendres volantes mais affecterait peu le comportement de bétons contenant du lai-

tier de haut-fourneau (Hooton et Boyd 1997). L’agent de cure a pour effet de bloquer les

pores de surface et de prévenir l’évaporation de l’eau du béton. Les fabricants recomman-

dent généralement d’appliquer l’agent de cure après le ressuage. Une étude menée par

Wang et coll. (1994) a montré que l’agent de cure était plus efficace pour retenir l’humidité

dans le béton s’il était appliqué le plus tôt possible après la mise en place du béton. D’après

les travaux de Machabée (1998), des observations au MEB sur des surfaces de béton coulés

en chantier ont montré que l’agent de cure avait pénétré la surface sur une profondeur de

50 à 100 µm et que cette couche était plus dense. Le moment de l’application de l’agent de

cure à un stade plus ou moins avancé du ressuage pourrait influencer l’absorption de l’agent

de cure sur une profondeur plus ou moins importante. Les raisons de l’effet avantageux de

l’utilisation d’un agent de cure sur l’écaillage demeurent cependant inexpliquées (Mar-

chand et coll. 1994; Marchand et Pigeon 1996).

Pour les bétons contenant des ajouts cimentaires, qui ont un taux d’hydratation initial plus

lent, le mûrissement est particulièrement important pour le développement des propriétés.

L’effet du mûrissement sur l’écaillage est parfois surprenant et certains cas ont été rappor-

tés où la cure humide n’avait pas l’effet profitable escompté sur le comportement du béton

à l’écaillage (Marchand et Pigeon 1996). Une étude menée sur des bétons contenant des

laitiers de haut-fourneau a montré que l’exposition du béton à l’air après le démoulage aug-

mentait considérablement l’écaillage des surfaces comparativement à une cure humide de

14 jours (Hooton et Boyd 1997). Une autre étude a montré qu’un mûrissement de 14 jours

(humide ou chimique) n’améliorait pas toujours la résistance à l’écaillage. Dans certains

cas, particulièrement pour les bétons contenant des cendres volantes, les bétons pouvaient

être plus résistants à l’écaillage après trois jours de mûrissement (Bilodeau et coll. 1991).

33

Les résultats de Talbot (1996) ont montré qu’un mûrissement humide prolongé à 28 jours

plutôt que 14 jours n’améliorait pas la résistance à l’écaillage et qu’il pouvait même nuire

dans certain cas, particulièrement pour les bétons contenant des cendres volantes. Les résul-

tats de Machabée (1998) ont montré qu’un mûrissement humide prolongé à 90 jours rédui-

sait la résistance à l’écaillage des bétons ordinaires mais qu’il avait peu d’effet sur les bé-

tons contenant des ajouts cimentaires.

Les usines de béton préfabriqué utilisent une méthode de cure à des températures très éle-

vées. Cette méthode de mûrissement entraîne généralement une porosité capillaire plus im-

portante et plus grossière. Plusieurs auteurs rapportent que le mûrissement à des températu-

res élevées augmente les dégradations par écaillage (Jacobsen et Sellevold 1993; Marchand

et coll. 1994; Hooton et Boyd 1997; Maltais et coll. 1997). Les bétons contenant de la fu-

mée de silice semblent moins sensibles à ce facteur mais l’effet du mûrissement à haute

température sur l’écaillage des bétons contenant d’autres ajouts cimentaires n’est pas connu

(Jacobsen et Sellevold 1993; Gagné et Marchand 1997).

2.3.3.3.3 Carbonatation

Il est rapporté que la carbonatation réduit la porosité de la surface et augmente sa résistance

à l’écaillage, sauf pour les bétons contenant du laitier de haut-fourneau (Marchand et coll.

1994). Pour ces bétons, la profondeur de carbonatation augmenterait avec la teneur en lai-

tier de haut-fourneau et la porosité de la zone carbonatée serait plus grossière (Machabée

1998). Des études sur les bétons contenant du laitier de haut-fourneau montrent que la pro-

fondeur de la couche superficielle écaillant à un taux plus élevé au cours des premiers cy-

cles correspondrait à la profondeur de carbonatation (Stark et Ludwig 1997a; Stark et Lud-

wig 1997b). Les travaux de Machabée (1998) ont montré que lorsque le béton est bien mû-

ri, la carbonatation de bétons contenant 20 % et 40 % de laitier de haut-fourneau affectait

peu la résistance à l’écaillage et qu’elle pouvait même l’améliorer, comme pour les bétons

ordinaires.

2.3.3.3.4 Séchage et conditionnement

Plusieurs auteurs rapportent que le séchage modifie la couche superficielle du béton. Les

tensions capillaires créées dans la pâte de ciment lors du séchage briseraient les parois des

pores, résultant en une porosité plus grossière (Hazrati 1998). Le séchage excessif causerait

34

aussi de la microfissuration dans la couche superficielle. Ces modifications de la couche

superficielle peuvent influencer le comportement à l’écaillage. Plusieurs revues bibliogra-

phiques rapportent que, pour un béton ordinaire, le séchage pendant quelques semaines à

20 °C et 50 % d’humidité relative suivi d’une resaturation rend le béton plus résistant à

l’essai d’écaillage que s’il est soumis à l’essai immédiatement après la cure humide (Mar-

chand et Pigeon 1996; Gagné et Marchand 1997). Des résultats ont montré que des bétons

ordinaires, conditionnés à 20 °C et à 50 % d’humidité relative, écaillaient plus que s’ils

étaient exposés à 65 % d’humidité relative (Utgennannt et Petersson 1997).

La durée et l’intensité du séchage peuvent avoir des conséquences sur le comportement à

l’écaillage. Il est rapporté que des températures de séchage élevées et qu’une période de

séchage prolongée augmentent considérablement l’écaillage des bétons ordinaires (Mar-

chand et coll. 1994; Marchand et Pigeon 1996; Gagné et Marchand 1997). Le prolongement

de la période de séchage à 90 jours augmenterait l’écaillage de façon moins importante

qu’un séchage de 14 jours à une température de 38 °C (Laroche et coll. 1997). Des résultats

montrent qu’une période de séchage variant de 3 à 6 semaines n’a pas d’influence significa-

tive sur le comportement à l’écaillage de bétons ordinaires et de bétons contenant des cen-

dres volantes (Bilodeau et coll. 1991). La sensibilité à la température de séchage des bétons

contenant des ajouts cimentaires pourrait être différente mais peu d’information est dispo-

nible à ce sujet (Gagné et Marchand 1997).

2.3.3.4 Cycles de température

L’écaillage étant un phénomène relié à la formation de la glace, les caractéristiques des

cycles de température ont une influence sur le comportement à l’écaillage du béton (Mar-

chand et coll. 1994; Marchand et coll. 1996). La température minimale atteinte a une in-

fluence sur la quantité de glace formée. Des paramètres tels que le taux de gel et la durée de

la période où le béton est maintenu gelé ont une influence sur les mouvements de l’eau non

gelée dans les pores et sur la croissance des cristaux de glace. La documentation ne rap-

porte que quelques résultats concernant l’influence des cycles de température sur

l’écaillage.

2.3.3.4.1 Température minimale

35

Une étude comparative menée sur les essais normalisés européens a montré que les dégra-

dations par écaillage augmentaient avec l’abaissement de la température minimale (Studer

1993). L’effet de la température minimale serait plus marqué à des températures plus bas-

ses. Les résultats montrent que l’augmentation de l’écaillage est plus importante si la tem-

pérature minimale est abaissée de -16 °C à -18 °C que si elle passe de -11 °C à

-13 °C(Studer 1993). Une autre étude tend à confirmer cette observation (Lindmark 1998).

Pour des bétons soumis à une solution saline de 3 % et à taux de gel de -5,5 °C/h,

l’augmentation de l’écaillage lorsque la température minimale passe de -7 °C à -14 °C est

beaucoup plus faible que l’augmentation d’écaillage notée entre des températures minima-

les de -14 °C et de -22 °C. Ces températures minimales n’ont toutefois pas d’influence

significative sur l’écaillage si le taux de gel est réduit à -2 °C/h ou encore si la concentra-

tion de la solution saline est de 6 % (Lindmark 1998).

2.3.3.4.2 Taux de gel et durée du gel

La modification du taux de gel implique que la période pendant laquelle le béton est main-

tenu à des températures inférieures au point de congélation est également modifiée. Les

deux paramètres sont donc difficiles à dissocier. Lindmark (1998) rapporte que d’après les

travaux de Jacobsen, l’écaillage augmente si le taux de gel est plus lent (de -12 °C/h à

-2,8 °C/h) et si la période où le béton est maintenue gelé est plus longue. Geler lentement le

béton jusqu’à -18 °C causerait plus de perte de masse que de maintenir plus longtemps le

béton à -18 °C avec un taux de gel rapide. Les travaux de Studer (1993) montrent que le

taux de gel (-2 °C/h à -3,4 °C/h) et la durée du cycle (12 h à 24 h) ont une influence négli-

geable sur la masse de débris d’écaillage. Les travaux de Lindmark (1998) montrent que

l’augmentation du taux de gel (-2 °C/h à -5,5 °C/h) entraîne l’augmentation de l’écaillage

pour une température minimale de -22 °C et pour une solution saline à 3 %. Le taux de gel

n’a toutefois pas d’effet significatif si la température minimale est plus élevée (-7 °C et

-14 °C) ou si l’essai d’écaillage est réalisé dans l’eau pure ou dans une solution saline à

6 %.

2.4 Évaluation de la résistance à l’écaillage Puisque les mécanismes responsables de l’écaillage sont encore mal compris, la résistance à

l’écaillage est évaluée par des essais normalisés qui tentent de reproduire des conditions

36

sévères qui provoquent l’écaillage. Ces essais consistent généralement à soumettre un

échantillon de béton recouvert d’une solution saline à des cycles quotidiens de gel-dégel.

L’écaillage est qualifié par une évaluation visuelle de la surface ou quantifié en pesant la

masse de débris écaillés. Plusieurs études ont montré que cette procédure est difficilement

reproductible, peu répétable et très sensible à différents paramètres (Kukko et Paroll 1993;

Hooton et Boyd 1997; Siebel et Reschke 1997). Les quelques études comparatives entre le

laboratoire et le chantier semblent montrer des comportements à l’écaillage différents

(Thomas 1997; Machabée 1998; Marchand et coll. 2005). À cause de la très grande variabi-

lité des résultats, une attention particulière doit être portée à leur interprétation.

2.4.1 Description des essais d’écaillage

Au Québec, deux essais sont principalement utilisés. L’essai ASTM C672 a été critiqué au

cours des dernières années pour son manque de précision et de rigueur sur certaines procé-

dures (Marchand et coll. 1994). Selon la norme ASTM C672, le béton est d’abord soumis à

14 jours de cure humide puis à 14 jours de séchage à une température de 23 ± 2 °C et à une

humidité relative entre 45 % et 55 %. L’essai consiste ensuite à recouvrir la surface du bé-

ton avec une épaisseur de 6 mm d’une solution contenant 4 % de chlorure de calcium

(CaCl2) et à soumettre l’éprouvette à 50 cycles quotidiens de gel-dégel. La solution saline

prescrite par la norme est souvent remplacée par une solution contenant 3 % de chlorure de

sodium (NaCl). Pour chaque cycle, le béton est d’abord amené à une température de

-18 ± 2 °C sur une période de 16 à 18 heures. Il est ensuite exposé à l’air ambiant du labo-

ratoire, à 23 ± 2 °C et à une humidité relative entre 45 % et 55 %, pour une période de

6 à 8 heures. La solution à la surface du béton est renouvelée à tous les cinq cycles. La dé-

térioration du béton est évaluée par une cotation visuelle décrite au Tableau 2.3.

Tableau 2.3: Évaluation visuelle de la surface selon la norme ASTM C672

Cotation visuelle

Condition de la surface

0 Pas d’écaillage

1 Écaillage très léger (profondeur max. 3 mm, aucun gros granulat visible)

2 Écaillage léger à modéré

3 Écaillage modéré (quelques gros granulats visibles)

37

4 Écaillage modéré à sévère

5 Écaillage sévère (gros granulats visibles sur toute la surface)

La variabilité des résultats de l’essai d’écaillage est due, entre autres, à la subjectivité de

l’évaluateur et aux équipements de gel-dégel. Le Bureau de Normalisation du Québec pro-

pose certaines modifications à l’essai d’écaillage ayant pour but d’éliminer certaines sour-

ces de variabilité et de mieux reproduire les conditions naturelles d’exposition. Avant la

mise en place du béton dans les moules, la norme NQ-2621-900-1 recommande de placer

une membrane géotextile à la base du moule dans l’objectif de permettre le drainage d’une

partie de l’eau de ressuage. La norme NQ-2621-900-1 limite également les opérations de

finition afin de ne pas trop remanier et affaiblir la surface. En plus du conditionnement

prescrit par la norme ASTM C672, la période de séchage est suivie de la saturation de la

surface avec la solution saline pendant une semaine avant de commencer les cycles de gel-

dégel. La solution saline est une solution contenant 3 % de NaCl. La norme

NQ-2621-900-1 est plus précise sur les cycles de température, tant pour le taux de gel que

pour la durée de la période durant laquelle l’échantillon est maintenu à la température mi-

nimale. Ces caractéristiques doivent être mesurées à l’interface entre la solution saline et le

béton. Un dispositif empêchant l’évaporation de la solution saline doit être utilisé. Les dé-

bris doivent être récupérés et pesés à toutes les semaines afin de fournir une évaluation

quantitative en plus d’une évaluation visuelle tenant compte des différents types d’écaillage

(Tableau 2.4). Lors de la récupération des débris, la surface doit être nettoyée avec la solu-

tion saline.

Tableau 2.4: Évaluation visuelle de la surface selon la norme NQ-2621-900-1

Cotation visuelle

Condition de la surface

1-A Écaillage très léger du mortier de surface avec absence de cratères (popouts)

1-B Écaillage important du mortier de surface avec absence de cratères (popouts)

2-A Aucun écaillage significatif du mortier de surface mais présence de quelques cratères (popouts)

2-B Aucun écaillage significatif du mortier de surface mais présence de plusieurs cratères (popouts)

3 Combinaison du mortier de surface écaillé principalement avec de gros gra-nulats éclatés

38

4 Combinaison de gros granulats éclatés principalement avec du mortier de surface écaillé

2.4.2 Variabilité de l’essai d’écaillage

Dans l’ensemble des résultats d’essai d’écaillage rapportés, la variabilité se manifeste de

deux façons : la répétabilité et la reproductibilité. La répétabilité désigne la capacité de re-

produire le même résultat pour plusieurs éprouvettes d’un même échantillon (ou d’un mê-

me mélange) testées dans les mêmes conditions. Ce type de variabilité est attribuable à

l’hétérogénéité du matériau. Il peut également être attribuable à l’emplacement des éprou-

vettes dans la chambre de gel-dégel dans la mesure où les conditions de température sont

susceptibles de varier légèrement selon la masse thermique et la circulation de l’air.

La reproductibilité de l’essai fait référence à la capacité d’obtenir des résultats semblables

en reproduisant l’essai d’écaillage sur des éprouvettes provenant de différents échantillon-

nages de mélanges comparables. La reproductibilité fait également référence à la variabilité

des résultats obtenus d’opérateurs ou de laboratoires différents. Bien que toutes les procé-

dures appliquées par les différents laboratoires respectent la norme, des différences notables

sur les procédures de l’essai (conditionnement, évaporation de la solution, etc.) et des équi-

pements responsables des cycles de température peuvent entraîner ce type de variabilité.

2.4.2.1 Répétabilité

Quelques auteurs ont rapporté que l’essai d’écaillage était peu répétable, c’est-à-dire que

plusieurs éprouvettes issues d’une même gâchée et évaluées simultanément produisaient

des résultats très dispersés. Les essais sont souvent réalisés sur un minimum de deux éprou-

vettes et la moyenne rapportée provient parfois d’éprouvettes qui ont montré des compor-

tements très différents (Studer 1993; Lindmark 1998; Bouzoubaâ et coll. 2005).

Quelques auteurs ont tenté d’évaluer la précision de l’essai d’écaillage en utilisant le rap-

port entre l’écart-type et la moyenne. Cette valeur appelée coefficient de variation est un

indice de la dispersion des résultats pondérée par la valeur de la moyenne. Pour une même

dispersion des résultats, plus la perte de masse sera faible, plus le coefficient de variation

sera élevé. La documentation rapporte des coefficients de variation pouvant atteindre des

valeurs très élevées comme en témoigne la Figure 2.3. Les coefficients de variation présen-

39

tés sont tirés des résultats de quelques études sur différents bétons évalués avec différentes

méthodes (Kukko et Paroll 1993; Stark et Ludwig 1993; Studer 1993; Laroche 1994; Setzer

1997). La variabilité de l’essai d’écaillage est influencée par le type de béton et par la mé-

thode d’essai (Marchand et coll. 1996). D’après une étude statistique sur plusieurs résultats

d’écaillage, pour un béton ordinaire dont la perte de masse par écaillage évaluée selon

l’essai ASTM C672 est inférieure à 2,5 kg/m², le coefficient de variation serait de l’ordre de

35 % (Marchand et coll. 1996).

0

25

50

75

100

125

150

0 1 2 3 4 5 6

Coe

ffic

ien

t de

vari

atio

n (

%)

Perte de masse par écaillage (kg/m²)

Répétabilité de l'essai CDF (Setzer, 1997)

Valeurs rapportées (Studer, 1993)

Valeurs rapportées (Kukko et Paroll, 1993)

Valeurs tirées des travaux de Laroche (1994)

Figure 2.3: Coefficients de variation de l'essai d'écaillage issus de la documentation

2.4.2.2 Reproductibilité

Quelques études interlaboratoires sur différentes procédures utilisées en Europe montrent

que les essais pour évaluer l’écaillage sont souvent peu reproductibles (Kukko et Paroll

1993; Siebel et Reschke 1997). La reproductibilité de l’essai ASTM C672 est aussi remise

en question. Une étude menée par trois laboratoires montre, pour certains bétons, une im-

portante dispersion des résultats avec des coefficients de variation pouvant atteindre 78 %

(Hooton et Boyd 1997). Une étude a été réalisée avec sept laboratoires pour évaluer la re-

productibilité de l’essai NQ-2621-900-1. Une certaine dispersion des résultats a été notée

entre les différents laboratoires. Les coefficients de variation oscillent entre 38 % et 179 %,

40

mais ces valeurs élevées sont justifiées par le fait que tous les bétons subissaient un écail-

lage relativement faible (en moyenne < 0,35 kg/m²) (Bouzoubaâ et coll. 2005). La disper-

sion des résultats est suffisante pour que les différents laboratoires ne puissent pas

s’entendre sur le béton le plus résistant à l’écaillage. Toutefois, cette dispersion n’est pas

assez importante pour faire la différence entre un mélange de béton qui serait accepté ou

rejeté puisque tous les résultats sont inférieurs à 1 kg/m².

2.4.3 Représentativité de l’essai d’écaillage

La fonction première de l’essai d’écaillage est de distinguer les mélanges qui seront peu

résistants à l’écaillage de ceux auront un bon comportement. Certains auteurs sont d’avis

que des essais tels que l’essai ASTM C672 permettent de distinguer de manière assez fia-

bles les bétons qui sont résistants à l’écaillage de ceux qui ne le sont pas (Laroche et coll.

1997). Par contre, certaines études montrent une pauvre relation entre le comportement

observé en chantier et celui observé lors des essais en laboratoire (Marchand et coll. 1994).

Ces observations sont souvent notées pour les bétons contenant des ajouts cimentaires qui

subissent généralement plus d’écaillage en laboratoire mais qui ont un comportement en

chantier souvent comparable à celui d’un béton ordinaire (Hooton et Boyd 1997; Thomas

1997; Marchand et coll. 2005).

2.4.3.1 Exigences de comportement et critère d’acceptabilité

D’après la norme suédoise SS 13 72 44, la résistance du béton à l’écaillage est classée

d’après les critères définis au Tableau 2.5. Il est important de noter que selon cette norme,

l’essai d’écaillage est pratiqué sur des surfaces sciées. Pour de telles surfaces, la proportion

de mortier exposé pendant l’essai est plus faible et il n’y a pas d’effet de paroi ou de fini-

tion qui peuvent altérer la qualité de la surface testée.

Tableau 2.5: Classification du comportement à l'écaillage selon la norme SS 13 72 44

Résistance à l’écaillage

Exigences de comportement

Excellent Aucune éprouvette n’a une perte de masse supérieure à 0,1 kg/m² après 56 cycles

Bon La moyenne de la perte de masse pour quatre éprouvettes est infé-rieure à 0,5 kg/m² après 56 cycles

41

Acceptable La moyenne de la perte de masse pour quatre éprouvettes est infé-rieure à 1 kg/m² après 56 cycles

Non acceptable Les exigences de comportement ne sont pas satisfaites

La pratique en Suède consiste à exiger un bon comportement à l’écaillage (< 0,5 kg/m²)

pour approuver le choix d’un mélange et un comportement à l’écaillage acceptable

(< 1 kg/m²) pour les essais réalisés sur le béton mis en place au chantier (Petersson 1997).

Les critères d’acceptation admis par le Ministère des Transports du Québec (MTQ) et le

Ministère des Transports de l’Ontario (MTO) sont fondés sur des limites semblables (res-

pectivement 0,5 kg/m² et 0,8 kg/m²). Ces critères peuvent sembler sévères dans la mesure

où les essais ASTM C672 et NQ-2621-900-1 sont pratiqués sur des surfaces finies qui ex-

posent beaucoup plus de pâte que des surfaces sciées. D’après une étude réalisée par Bles-

zynski et coll. (2002), l’essai d’écaillage sur une surface moulée exempte des effets du res-

suage et de la finition serait plus représentatif du comportement en service. Les auteurs ont

testé la surface finie et la surface moulée de bétons qui avaient montré un excellent com-

portement en service. La perte de masse des surfaces finies excédait la limite de 0,8 kg/m²

et les résultats était très peu répétables alors que l’écaillage des surfaces moulées était ac-

ceptable et plus représentatif des bétons en service.

Il n’existe que très peu d’études qui proposent une comparaison systématique entre

l’écaillage observé en chantier après plusieurs années de service et le comportement prédit

par l’essai d’écaillage sur le même béton. Ces études utilisent principalement deux types

d’échantillonnage. La fabrication de plaques en chantier permet d’évaluer le béton mis en

place avec les mêmes conditions ambiantes (température, vent, finition, etc.). Le béton est

toutefois mis en place dans des moules et le mûrissement est réalisé en laboratoire selon les

procédures habituelles. L’autre type d’échantillonnage consiste à prélever des échantillons

directement dans les ouvrages ou dans des dalles d’essai qui ont été soumises au même

mûrissement et aux mêmes intempéries pendant une certaine période.

Quelques études ont montré que le comportement lors de l’essai d’écaillage était meilleur

pour des éprouvettes carottées et testées après deux à quatre mois d’exposition en service

que pour des plaques coulées en chantier dans des moules, mûries en laboratoire et testées

après 28 jours (Hooton et Boyd 1997; Machabée 1998). Dans ces études, qui impliquaient

des bétons ordinaires et des bétons contenant des ajouts cimentaires, les facteurs suscepti-

42

bles d’influencer la performance des bétons à l’essai d’écaillage sont les effets du moule, la

durée du mûrissement, l’âge des éprouvettes au moment de l’essai et l’exposition aux in-

tempéries. Les résultats montrent que, pour l’ensemble de ces facteurs, la procédure de mû-

rissement en laboratoire de l’essai ASTM C672 est plus sévère pour la résistance à

l’écaillage du béton qu’une exposition de deux à quatre mois aux conditions climatiques

naturelles (Hooton et Boyd 1997; Machabée 1998). D’ailleurs, selon plusieurs auteurs,

même si des plaques mûries en laboratoire subissent de l’écaillage, les structures en service

ne montrent souvent aucun signe de dégradation, même après plusieurs hivers (Hooton et

Boyd 1997; Bleszynski et coll. 2002; Bouzoubaâ et coll. 2005; Marchand et coll. 2005). La

plupart des auteurs concluent que l’essai d’écaillage ASTM C672 est trop sévère pour être

représentatif du comportement en service des bétons contenant des ajouts cimentaire.

2.4.3.2 Cas des bétons contenant des ajouts cimentaires

Plusieurs études montrent que, lorsqu’ils sont évalués en laboratoire, les bétons contenant

des ajouts cimentaires écaillent généralement plus que les bétons ordinaires (Hooton et

Boyd 1997; Machabée 1998; Bleszynski et coll. 2002; Bouzoubaâ et coll. 2005). Les au-

teurs rapportent toutefois que dans la plupart des cas, après quelques années d’exposition

en service, le comportement de ces bétons est comparable au comportement des mélanges

de référence. Certains auteurs rapportent même l’excellent comportement de bétons conte-

nant des ajouts cimentaires après plus de dix ans d’exposition aux conditions hivernales, et

ce, malgré des essais en laboratoire qui prédisaient un comportement inacceptable (Thomas

1997; Marchand et coll. 2005).

Dans certaines études, l’essai ASTM C672 a permis d’identifier, parmi plusieurs mélanges,

les bétons les moins résistants à l’écaillage (Hooton et Boyd 1997; Bouzoubaâ et coll.

2005). Les légères dégradations observées en service étaient toutefois loin de celles obte-

nues lors de l’essai en laboratoire. Par exemple, un mélange contenant 50 % de laitier de

haut-fourneau avait une perte de masse moyenne de 1,7 kg/m² lors de l’essai en laboratoire,

alors qu’en service, les trottoirs ne montraient qu’un léger écaillage après 3 hivers (Hooton

et Boyd 1997). D’après les travaux de Machabée (1998) sur des bétons contenant des lai-

tiers de haut-fourneau, la perte de masse par écaillage de toutes les éprouvettes mûries et

testées selon la norme ASTM C672 dépassait 1 kg/m² après 50 cycles. Pourtant, tous ces

43

bétons témoignent d’un excellent comportement en service après dix ans d’exposition

(Marchand et coll. 2005). Les critères d’acceptabilité généralement admis par le MTQ et le

MTO ne seraient donc peut-être pas adaptés au comportement en service des bétons conte-

nant des ajouts cimentaires. D’après ces critères, plusieurs bétons contenant des ajouts ci-

mentaires ayant un excellent comportement en service auraient été rejetés pour une préten-

due mauvaise résistance à l’écaillage.

Selon une étude réalisée récemment, l’essai d’écaillage NQ-2621-900-1 semble plus repré-

sentatif du comportement en service des bétons contenant des ajouts cimentaires (Bouzou-

baâ et coll. 2005). Le comportement en service de trottoirs contenant des ajouts cimentai-

res, qui ont tous une bonne tenue à l’écaillage après deux hivers, a été comparé à des pla-

ques évaluées selon la norme ASTM C672 et selon la norme NQ-2621-900-1. Dans tous les

cas, l’essai NQ-2621-900-1 cause moins de perte de masse par écaillage. Cet effet est parti-

culièrement remarquable pour les bétons contenant des cendres volantes dont la perte de

masse passe de plus de 3 kg/m² avec l’essai ASTM C672 à moins de 0,5 kg/m² avec la mé-

thode NQ-2621-900-1. D’après les auteurs, cette meilleure performance serait due aux pro-

cédures de finition de surface de la norme NQ-2621-900-1 où la surface finie est laissée

intacte plutôt que d’être brossée après la disparition de l’eau de ressuage (Bouzoubaâ et

coll. 2005).

2.5 La sorptivité comme indicateur de durabilité Les principaux problèmes de durabilité sont souvent directement reliés à la porosité et à la

perméabilité du béton. En plus des dégradations dues au gel-dégel qui se produisent lorsque

la porosité est saturée d’eau, des phénomènes tels que la corrosion des armatures, la carbo-

natation et les attaques chimiques sont souvent contrôlées ou initiées par le transport de gaz

ou d’eau contenant des agents agressifs en solution. La sensibilité d’un matériau face à

l’absorption d’eau peut certainement être reliée à sa durabilité.

Plusieurs auteurs affirment qu’un béton de peau ayant un faible potentiel de transport sera

plus durable. Une propriété de transport telle que la sorptivité pourrait donc être reliée à la

durabilité d’une surface (Balayssac et coll. 1993; Noble et coll. 1995; DeSouza et coll.

1997). Quelques auteurs proposent même des modèles de prédiction de durabilité du béton

44

qui utilisent la sorptivité pour caractériser le béton d’enrobage et ses propriétés

d’absorption (Bentz et coll. 2001; Conciatori 2005).

La sorptivité est facile à mesurer mais les résultats sont très sensibles au conditionnement

des échantillons, à la méthode d’essai et au traitement des données. La normalisation de

l’essai de sorptivité est très récente. La version proposée par la norme ASTM C1585-04 est

fortement inspirée des recommandations de Hall (1989). Jusqu’à aujourd’hui, il y a pres-

qu’autant de procédures pour évaluer la sorptivité que d’auteurs qui ont traité le sujet. La

comparaison des différents résultats retrouvés dans la documentation est donc souvent im-

possible.

2.5.1 Influence du conditionnement

Plusieurs études rapportent que la sorptivité est très fortement dépendante de la teneur en

eau initiale dans le matériau : plus le béton contient d’eau, plus la sorptivité est faible (Hall

et coll. 1983; Hall 1989; DeSouza et coll. 1997; Janz 1997). Il existe une relation qui per-

met d’estimer la sorptivité pour des matériaux dont la teneur en eau initiale n’est pas nulle

(Hall et coll. 1983). La technique de séchage a également une influence significative sur le

comportement. Il a été montré que le séchage prolongé ou le séchage à des températures

élevées pouvait modifier la porosité (Hazrati 1998; Dias 2004). La valeur de la sorptivité

peut être reliée au ratio de désorption, soit le rapport entre la masse perdue pendant le

conditionnement et la masse saturée de l’échantillon (Dias 2004). Selon l’auteur, cette rela-

tion mathématique permettrait une comparaison entre les différentes valeurs de sorptivité

obtenues dans différents laboratoires.

2.5.2 Influence de la méthode d’essai

Les résultats de sorptivité peuvent être influencés par divers paramètres inhérents aux pro-

cédures de réalisation de l’essai. Le scellement des surfaces latérales de l’éprouvette est

l’un de ces paramètres. Bien que les travaux de Dias (2004) concluent que le scellement des

surfaces a peu d’influence sur la sorptivité, si l’essai est réalisé sur une longue période,

l’absorption d’eau ou d’humidité ambiante par des surfaces latérales non scellées peut mo-

difier la masse d’eau absorbée.

45

La configuration du montage d’essai peut également avoir une influence sur les résultats

obtenus. Si la surface de béton en contact avec l’eau plus petite que la surface de

l’échantillon, l’écoulement n’est pas unidirectionnel puisque l’eau peut s’écouler latérale-

ment. Ainsi, l’absorption en fonction de la racine carrée du temps ne sera pas linéaire et la

courbe présentera une courbure vers le haut (Hall 1989).

La méthode d’essai peut également différer par la technique de mesure de la masse. La pe-

sée de l’échantillon peut se faire de façon automatisée ou de façon manuelle en épongeant

la surface à des intervalles de temps déterminés. Ces manipulations peuvent modifier les

valeurs obtenues pour les intervalles de temps très court après le contact de l’eau avec la

surface.

2.5.3 Influence du traitement des données

Les essais de sorptivité sont réalisés sur des périodes variant de quelques heures à quelques

jours. La quantité d’eau absorbée par unité de surface est tracée en fonction de la racine

carrée du temps. Le graphique ainsi obtenu (Figure 2.4) permet généralement de distinguer

trois phases d’absorption.

Ab

sorp

tion

d'e

au (

mm

³/m

m²)

Temps½

Phases d'absorption

Sorptivité

Absorption initiale

I II III

Figure 2.4 : Phases d'absorption pendant l'essai de sorptivité

46

La première phase correspond à l’absorption très rapide de l’eau par les pores et les vides

facilement accessibles en surface pendant les toutes premières minutes. Cette portion de la

courbe est souvent extrapolée jusqu’à l’origine puisque la majorité des montages ne per-

mettent pas de mesurer la masse d’eau absorbée pendant les premières secondes. La

deuxième phase correspond à la saturation des pores par capillarité (Janz 1997; Hazrati

1998). La durée de cette phase peut varier de quelques heures à quelques jours, selon le

système poreux et l’épaisseur de l’échantillon. La troisième phase correspond au processus

très lent de saturation progressive des bulles d’air entraîné et des pores grossiers, incluant

les vides de compactions, par dissolution de l’air. Les travaux de Janz (1997) témoignent de

la lenteur de ce processus. Pour atteindre la même teneur en eau que par saturation sous

vide pour des échantillons de 25 mm d’épaisseur, 230 jours ont été nécessaires. Puisque les

phases II et III sont pratiquement linéaires, des droites peuvent être tracées pour les repré-

senter.

La durée de ces trois phases est définie différemment selon les auteurs. La norme

ASTM C1585-04, ne distingue pas les phases I et II. D’après cette norme, le taux

d’absorption initial est la pente de la droite sur la période comprise entre 1 minute et

6 heures. Le taux d’absorption secondaire, correspondant à la phase III, est la pente de la

droite sur la période comprise entre 24 heures et 7 jours.

Le terme sorptivité désigne généralement le taux d’absorption pendant la phase II. Cepen-

dant, tous les auteurs ne calculent pas la valeur de la sorptivité en se basant sur le même

intervalle de temps. Par exemple, Balayssac et coll. (1993) calculent la sorptivité sur la pé-

riode comprise entre 1 h et 24 h alors que Bégué et Gagné (2004) la calculent entre la 10ème

et la 100ème minute. D’autres auteurs ne spécifient pas l’intervalle de temps sur lequel ils

ont calculé la sorptivité (DeSouza et coll. 1997; Janz 1997). Il est alors difficile de compa-

rer les valeurs tirées de ces différentes études.

La valeur à laquelle le prolongement de la droite de la phase II coupe l’ordonnée corres-

pond à l’absorption initiale telle que définie par Hall (1989). Cette valeur correspondrait au

volume rempli des vides accessibles en surface. Selon Balayssac et coll. (1993),

l’absorption initiale désigne la masse d’eau absorbée après une heure plutôt que l’ordonnée

à l’origine. Ces mêmes auteurs affirment qu’après une heure, les capillaires ayant un dia-

47

mètre supérieur à 10 µm n’absorbent plus d’eau et que le volume alors absorbé correspond

au volume de ces capillaires.

D’après Hazrati (1998), la saturation des capillaires correspondrait plutôt à l’intersection

des droites des phases I et II. À ce moment, le front d’eau aurait atteint l’extrémité de

l’échantillon et la teneur en eau qui y est associé permettrait de connaître le volume des

pores capillaires initialement vides. Les équations suivantes proviennent d’un modèle pro-

posé par Fagerlund pour calculer la position du front d’eau dans l’échantillon (Laroche

1994; Talbot 1996; Janz 1997).

2 tt m z z

m (2.10)

où z est la profondeur du front d’eau (m)

t est le temps (s)

m est la résistance à la pénétration de l’eau (s/m²)

2ntm

h (2.11)

où tn est le temps au changement de pente (s)

h est l’épaisseur de l’échantillon (m)

2.5.4 Lien entre la sorptivité et l’écaillage

Quelques auteurs ont tenté de relier la sorptivité à l’écaillage. Puisque la sorptivité est par-

ticulièrement influencée par la microstructure du béton de peau et que l’écaillage est proba-

blement lié aux propriétés de surface, il devrait y avoir une corrélation entre les deux phé-

nomènes (Bégué et Gagné 2004).

Talbot (1996) a tenté de caractériser la couche superficielle sensible à l’écaillage à l’aide

d’un essai de sorptivité. La sorptivité était calculée après une heure alors que le front d’eau

avait déjà atteint une profondeur d’au moins 5 mm (équation 2.10). La couche de surface

identifiée précédemment avait une épaisseur de moins de 2 mm, la sorptivité n’a donc pas

permis de caractériser cette couche de surface.

48

Même si l’essai de sorptivité ne permet pas d’évaluation quantitative de la porosité ou de

l’épaisseur de la couche de surface, la sorptivité demeure une mesure du taux d’absorption

d’une surface béton et peut être un indice de sa durabilité. Bégué et Gagné (2004) ont noté

que lorsque la sorptivité d’un mélange est plus élevée, l’écaillage est plus important (Figure

2.5). Si cette relation peut être validée, la sorptivité pourrait être utilisée comme indicateur

de durabilité pour l’écaillage.

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

R-A R-H C35-A C35-H L35-A L35-H

Sor

pti

vité

(m

m/m

in½

)

Éca

illag

e (k

g/m

²)

Écaillage

Sorptivité

Figure 2.5: Relation entre l’écaillage et la sorptivité (adapté de (Bégué et Gagné 2004))

Chapitre 3 Présentation du projet

Ce travail s’inscrit dans le cadre d’un projet plus vaste qui vise à comprendre l’influence

négative des ajouts cimentaires sur la résistance à l’écaillage telle qu’évaluée par les procé-

dures en laboratoire (Bouzoubaâ et coll. 2004). Ce projet, mené en collaboration avec plu-

sieurs universités et partenaires industriels, a pour objectif ultime de fournir des recom-

mandations sur l’utilisation des ajouts cimentaires dans les bétons soumis aux cycles de

gel-dégel en présence de sels fondants et de proposer une méthode d’évaluation fiable et

représentative du comportement de ces bétons en conditions de service. Le projet est divisé

en plusieurs phases qui étudient le comportement en service de bétons contenant des ajouts

cimentaires, l’effet des caractéristiques des cycles de gel-dégel sur le comportement à

l’écaillage, l’effet du mûrissement sur le comportement en chantier et en laboratoire, l’effet

des ajouts cimentaires sur la microstructure de surface et sur la formation de la glace dans

le système poreux ainsi que la reproductibilité de l’essai normalisé d’écaillage.

Ce sujet de maîtrise se concentre sur l’influence de la méthode de mûrissement sur le com-

portement à l’écaillage dans le but d’expliquer certaines différences de comportement ob-

servées entre le laboratoire et le chantier. Sept mélanges ont été confectionnés et ont permis

d’évaluer l’influence du type d’ajout cimentaire et de son taux de remplacement. Quatre

méthodes de mûrissement généralement utilisées en chantier ont permis de mettre en évi-

dence l’influence du type de cure et du ressuage sur le comportement à l’écaillage.

3.1 Objectifs Le projet a tenté de répondre aux questions suivantes :

Pourquoi les ajouts cimentaires augmentent les dégradations par écaillage en labora-

toire alors que ces bétons ont souvent un bon comportement en service?

Comment peut-on évaluer de façon représentative le comportement à l’écaillage des

bétons contenant des ajouts cimentaires?

Pour apporter un nouvel éclairage sur ces questions, ce projet de maîtrise s’est intéressé aux

conditions de mise en place et de mûrissement qui sont généralement différentes en chan-

50

tier de celles adoptées pour les essais en laboratoire. En tenant toujours compte de la nature

des ajouts cimentaires et du taux de remplacement, les objectifs spécifiques étaient :

Évaluer l’influence des méthodes de mûrissement utilisées en chantier sur le com-

portement à l’écaillage en laboratoire

Étudier l’influence d’une base permettant le drainage de l’eau de ressuage sur le

comportement à l’écaillage

Déterminer l’importance des propriétés de transport de la surface du béton pour

mieux comprendre et prédire le comportement à l’écaillage

3.2 Description des méthodes de mûrissement Généralement, les éprouvettes fabriquées en laboratoire sont mûries dans un environnement

maintenu à 100 % d’humidité relative afin d’assurer une hydratation adéquate du matériau.

Les essais normalisés d’écaillage ASTM C672 et NQ-2621-900-1 exigent de conserver les

éprouvettes dans un environnement humide pour une période de 14 jours après leur fabrica-

tion. En chantier, les contraintes de temps ne permettent généralement pas de réaliser un

mûrissement aussi long. La méthode de cure du béton la plus fréquente en chantier est

l’application d’une toile de jute humidifiée sur la surface du béton pendant quelques jours.

Dans le cas des trottoirs, une alternative à cette méthode est très souvent utilisée. Il s’agit

de l’application, sur la surface du béton, d’un agent de cure liquide dont la fonction est de

former une membrane qui empêchera l’évaporation de l’eau du béton et lui permettra ainsi

de poursuivre une hydratation adéquate. Tel que mentionné à la section 2.3.3.3, la pénétra-

tion de l’agent de cure dans les pores de la surface pourrait être influencée par le moment

auquel il est appliqué et modifier son effet sur le comportement à l’écaillage (Wang et coll.

1994; Machabée 1998). Les conditions de ressuage sont une autre différence majeure entre

le laboratoire et le chantier. Le vent, le soleil et la base granulaire sur laquelle est coulé le

béton en chantier contribuent à réduire l’accumulation d’eau de ressuage en surface compa-

rativement aux bétons coulés dans des moules de plastiques en laboratoire.

Les méthodes de cure évaluées dans ce projet ont été choisies afin de refléter la diversité

des conditions de mûrissement qu’il est possible de rencontrer au chantier. En plus du mû-

51

rissement de 48 heures avec une toile de jute humide et du mûrissement avec un agent de

cure liquide, une troisième méthode a été élaborée, combinant les deux premières, afin

d’évaluer l’influence du moment de l’application de l’agent de cure. Une toile de jute hu-

mide a été utilisée pendant les 24 premières heures avant l’application de l’agent de cure

liquide. Une dernière méthode, impliquant la mise en place d’une membrane géotextile au

fond du moule avant la coulée du béton, a permis d’évaluer l’effet du ressuage. Cette mem-

brane a pour fonction d’imiter la base granulaire en drainant l’eau en excès pendant la

consolidation, diminuant ainsi l’accumulation d’eau de ressuage en surface. Cette procé-

dure est recommandée par le Bureau de Normalisation du Québec (NQ-2621-900-1). Un

agent de cure a ensuite été appliqué sur la surface. Les méthodes de mûrissement choisies

sont identifiées selon la codification présentée au Tableau 3.1 :

Tableau 3.1: Identification des méthodes de mûrissement

Identification Description

A Application d’un agent de cure liquide après la disparition de l’eau de ressuage de la surface

GA Membrane géotextile à la base du moule et application d’un agent de cure liquide après la disparition de l’eau de ressuage de la surface

H Toile de jute humide pour 48 h

HA Toile de jute humide pour 24 h suivie de l’application d’un agent de cure

3.3 Description des mélanges La sélection des mélanges de béton évalués dans le cadre de cette maîtrise a été condition-

née par la première phase du projet entreprise en 2002 (Bouzoubaâ et coll. 2004; Bouzou-

baâ et coll. 2005). Les matériaux cimentaires, les adjuvants ainsi que les caractéristiques

des mélanges, incluant les proportions d’ajouts cimentaires, le rapport eau/liant, la teneur

en air et l’affaissement, ont été déterminés afin d’être représentatifs des bétons utilisés pour

les essais en chantier lors de la première phase du projet. Les sept mélanges confectionnés

ont permis de déterminer l’influence du type d’ajout cimentaire, du taux de remplacement

et de la présence de fumée de silice sur le comportement à l’écaillage. Des lettres et des

52

chiffres ont été utilisés pour identifier les mélanges. La codification est expliquée dans le

Tableau 3.2 et les mélanges sont identifiés dans le Tableau 3.3.

Tableau 3.2: Description de la codification des mélanges

Identification Description

R1 et R2 Désignent les deux mélanges de référence contenant environ 2% de fumée de silice

T Désigne les mélanges ternaires

L Désigne les mélanges contenant du laitier de haut-fourneau

C Désigne les mélanges contenant des cendres volantes

25 Désigne un taux de remplacement de 25 % de la masse du ciment

35 Désigne un taux de remplacement de 35 % de la masse du ciment

Tableau 3.3: Identification des mélanges

Identification Description

R1 et R2 Ciment Type GU + 25 % de ciment contenant ~ 8 % de fumée de silice (total ~ 2 % de fumée de silice)

C25 Ciment Type GU + 25 % de cendres volantes Classe F

C35 Ciment Type GU + 35 % de cendres volantes Classe F

L25 Ciment Type GU + 25 % de laitier de haut-fourneau Grade 100

L35 Ciment Type GU + 35 % de laitier de haut-fourneau Grade 100

TC Ciment ternaire ~ 25 % de cendres volantes + ~ 3 % de fumée de silice

TL Ciment ternaire ~ 20 % de laitier + ~ 3 % de fumée de silice

53

Tous les mélanges ont été conçus avec le même rapport eau/liant et les mêmes spécifica-

tions relatives à l’affaissement et à la teneur en air. Ils respectent les exigences relatives à la

classe d’exposition C-2 de la norme CSA A23.1 concernant les bétons non armés exposés

aux cycles de gel-dégel en présence de sels fondants. Les mélanges ont été formulés de

façon à obtenir le même volume de pâte indépendamment de la densité des matériaux. Les

spécifications ayant servi de base à la formulation des mélanges sont résumées dans le

Tableau 3.4.

Tableau 3.4: Caractéristiques visées

Caractéristiques Valeur visée

Rapport eau/liant 0,42

Volume de pâte 30 %

Teneur en air 5 à 8 %

Affaissement 60 à 90 mm

Résistance minimale à la compression à 28 jours 32 MPa

Pourcentage de sable* 40 %

Pourcentage de pierre 5-14 mm* 45 %

Pourcentage de pierre 10-20 mm* 15 %

*Par rapport à la masse totale des granulats.

Le Tableau 3.5 présente les caractéristiques de formulation de chaque mélange fabriqué.

Les liants ternaires sont préparés par le cimentier et ils contiennent 2 à 3 % de fumée de

silice ainsi que 20 à 25 % de cendres volantes ou de laitier de haut-fourneau. Les propor-

tions exactes et les caractéristiques des ajouts cimentaires utilisés ne sont pas spécifiées par

les cimentiers. Les mélanges de référence, qui correspondent aux mélanges souvent utilisés

par la ville de Montréal pour la fabrication de trottoirs, constituent un mélange de ciment

type GU et de 25 % d’un liant binaire préparé par le cimentier. Le liant binaire préparé par

le cimentier contient lui aussi du ciment type GU additionné d’environ 8 % de fumée de

silice. Les masses d’eau et de granulat présentées dans le Tableau 3.5 sont les masses corri-

gées en tenant compte de la teneur en eau des granulats et de la teneur en matières solides

des adjuvants.

54

Tableau 3.5: Caractéristiques de formulation des mélanges fabriqués

R1 R2 C25 C35 L25 L35 TC TL

E/L 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,42 0,43 0,42

Teneur en ajouts cimentaires (%)

~ 2 ~ 2 25 35 25 35 N/D N/D

Volume de pâte sans air (%)

29 29 30 30 29 30 28 30

Teneur en air (%) 6,6 6,6 5,2 6,0 8,0 6,5 5,9 5,5

Ciment (kg/m³) N/D N/D 296 251 296 260 N/D N/D

Ajouts (kg/m³) N/D N/D 99 135 99 140 N/D N/D

Liant (kg/m³) 395 394 395 386 395 400 365 399

Eau (kg/m³) 164 165 166 162 166 168 158 166

Sable (kg/m³) 689 687 688 683 668 679 701 692

Pierre 5-14 mm (kg/m³)

771 770 772 765 748 761 793 777

Pierre 10-20 mm (kg/m³)

258 258 259 256 251 255 265 260

Agent entraîneur d’air (ml/kg de liant)

0,7 0,7 1,3 1,9 0,7 0,7 1,3 0,7

Réducteur d’eau (ml/kg de liant)

8,0 8,2 2,3 2,3 5,0 4,6 3,5 2,9

Affaissement (mm) 55 70 70 90 120 70 60 60

55

3.4 Caractéristiques des matériaux Les matériaux utilisés pour la confection des mélanges sont présentés dans le Tableau 3.6.

Les matériaux cimentaires et les adjuvants utilisés dans plusieurs gâchées proviennent tous

du même lot. La sélection de ces matériaux est justifiée par le souci de reproduire les mê-

mes combinaisons de matériaux que lors de la première phase du projet.

Tableau 3.6: Matériaux utilisés

R1 R2 C25 C35 L25 L35 TC TL

Matériaux cimentaires

Ciment Portland Type GU X X X X X X

Liant binaire avec fumée de silice X X

Cendres volantes Classe F X X

Laitier de haut-fourneau Grade 100 X X

Liant ternaire à base de cendres X

Liant ternaire à base de laitier X

Adjuvants

Agent entraîneur d’air Micro-Air X X X X X

Agent entraîneur d’air Airextra X X X

Réducteur d’eau Pozz-200-N X X X X X

Réducteur d’eau Eucon DX X X X

3.4.1 Matériaux cimentaires

Les caractéristiques et la provenance des matériaux cimentaire utilisés sont présentées dans

le Tableau 3.7. Les résultats de l’analyse chimique des matériaux cimentaires sont présentés

dans le Tableau 3.8.

56

Tableau 3.7: Caractéristiques des matériaux cimentaires

Type GU Binaire avec FS

Cendres volantes

Laitier de haut-

fourneau

Ternaire à base de cendres

Ternaire à base de

laitier

Provenance Lafarge Lafarge St-Laurent Lafarge St-Laurent Lafarge

Densité 3,12 3,07 2,33 2,95 2,92 3,03

Blaine (g/cm²)

3785 5510 N/D 5475 5710 6035

Tableau 3.8: Analyse chimique des matériaux cimentaires

Type GU Binaire avec FS

Cendres volantes

Laitier de haut-

fourneau

Ternaire à base de cendres

Ternaire à base de

laitier

SiO2 (%) 19,6 25,0 52,8 37,8 33,6 27,7

Al2O3 (%) 4,75 4,81 30,1 10,3 8,62 6,42

Fe2O3 (%) 2,48 2,25 7,29 0,35 4,44 1,92

MgO (%) 2,53 2,58 0,71 11,0 1,60 4,59

CaO (%) 62,3 59,1 2,72 37,4 44,6 53,2

Na2O (%) 0,29 0,31 0,44 0,23 0,30

K2O (%) 0,76 0,85 eq. 0,55

0,62 1,28 0,72

TiO2 (%) 0,22 0,20 N/D 0,60 0,46 0,32

MnO (%) 0,05 0,06 N/D 0,64 0,04 0,29

P2O5 (%) 0,23 0,26 N/D < 0,02 0,12 0,16

Cr2O3 (%) 0,02 < 0,01 N/D 0,01 0,02 0,02

PAF (%) 3,21 1,28 1,45 - 2,30 1,13

57

3.4.2 Granulats

Tous les mélanges ont été réalisés avec une proportion de granulat de 64 % en volume du

mélange. Bien que plusieurs lots différents aient été nécessaires pour la fabrication des mé-

langes, les granulats de type calcaire provenaient de la même carrière dans la région de

Québec. Les granulats n’étaient pas lavés.

3.4.3 Adjuvants

Les adjuvants ont été choisis en fonction d’une phase antérieure du projet qui n’avait mon-

tré aucun problème de compatibilité entre les matériaux et les adjuvants. Le dosage des

agents entraîneur d’air et des réducteurs d’eau a été ajusté pour obtenir la teneur en air et

l’affaissement souhaités.

Chapitre 4 Méthodologie

4.1 Préparation des mélanges Les mélanges ont été préparés d’après les procédures suggérées par le CRIB de l’Université

Laval. La teneur en eau des matériaux granulaires a été mesurée avant chaque gâchée et les

quantités ont été ajustées lorsque nécessaire.

4.1.1 Gâchage

Les gâchées, dont le volume variait entre 220 et 270 litres, ont été préparées dans un ma-

laxeur planétaire selon la séquence de malaxage décrite au Tableau 4.1. Avant le début du

malaxage, les adjuvants ont été répartis dans l’eau de gâchage afin de faciliter leur disper-

sion dans le mélange. L’agent entraîneur d’air a été mélangé avec le tiers de l’eau et la mê-

me procédure a été appliquée avec le réducteur d’eau. Une toile de polyéthylène a été pla-

cée sur le malaxeur pendant les périodes de repos afin d’éviter l’évaporation de l’eau. Ces

périodes de repos simulent l’attente du béton dans les camions sur les chantiers.

Tableau 4.1: Séquence de malaxage

Opérations Durée

Mélange des matériaux secs 1 minute

Pendant le malaxage

Introduction du tiers de l’eau + agent entraîneur d’air

Introduction du tiers de l’eau + réducteur d’eau

Introduction du tiers de l’eau

1 minute

Malaxage 3 minutes

Repos couvert d’une toile de polyéthylène 3 minutes

Malaxage 2 minutes

Repos couvert d’une toile de polyéthylène, interrompu par un malaxage de 30 secondes toutes les 5 minutes

20 minutes

Malaxage 1 minute

Confection des éprouvettes -

59

4.1.2 Essais à l’état frais

Les essais d’affaissement (CSA-A23.2-5C), de masse volumique (CSA-A23.2-6C) et de

teneur en air (CSA-A23.2-4C) ont été réalisés entre 30 et 35 minutes après le contact eau-

liant. La température du béton a été notée au même moment. Un essai de ressuage a été

réalisé conformément à la norme ASTM C232-A (méthode par pilonnage), à l’exception du

matériau du contenant qui était en plastique plutôt qu’en métal. Cet essai consiste à remplir

de béton un contenant dont les dimensions sont spécifiées, à finir la surface avec une truelle

et à récupérer l’eau de ressuage en surface, à l’aide d’une pipette, à des intervalles de temps

prédéfinis. Bien qu’une couche luisante était perceptible sur la surface des bétons, la quan-

tité d’eau de ressuage n’était pas assez importante pour pouvoir être récupérée.

4.1.3 Confection et finition des éprouvettes

La surface intérieure de tous les moules était un plastique huilé ou un carton ciré. Pour les

éprouvettes de la méthode GA, une membrane géotextile hydrophile de 7 mm d’épaisseur a

été placée au fond du moule avant la mise en place du béton. L’absorption de la membrane

géotextile a été testée afin de valider son caractère hydrophile. Un échantillon de la mem-

brane géotextile ayant un diamètre de 28,5 cm et une masse de 102 g a été immergé dans

l’eau. Après 30 minutes, l’échantillon avait absorbé 190 g d’eau. Ces observations confir-

ment la capacité de la membrane géotextile à absorber de l’eau. Toutefois, afin de mieux

comprendre son potentiel drainant dans le cadre de l’essai, il faudrait caractériser la capaci-

té d’absorption de la surface de la membrane géotextile qui est en contact avec le béton

frais.

Les éprouvettes destinées aux essais de caractérisation ont été confectionnées selon les pro-

cédures en vigueur au CRIB. Les éprouvettes destinées à l’écaillage, ayant une longueur de

300 mm, une largeur de 200 mm et une profondeur de 75 mm, ont été confectionnées

conformément aux normes ASTM C672 et NQ-2621-900-1. Les éprouvettes destinées aux

essais de sorptivité, dont le diamètre est de 150 mm et la profondeur est de 75 mm, ont été

confectionnées de façon similaire aux éprouvettes d’écaillage, en adaptant la fréquence de

pilonnage proportionnellement à la surface.

60

Après le pilonnage, les vides étaient refermés en vibrant manuellement le moule. La surface

a été finie avec une truelle de bois humidifiée en effectuant des mouvements de va-et-vient

jusqu’à ce que la surface soit uniforme. Bien qu’une attention particulière ait été portée

pour éviter une finition excessive, entre quatre et dix passages ont été nécessaires pour ob-

tenir une surface uniforme exempte de vides. Les opérations de finition ont été réalisées

immédiatement après le moulage des éprouvettes. Aucune autre manipulation de la surface

n’a été exécutée par la suite, dérogeant ainsi à la norme ASTM C672 qui stipule que la sur-

face doit être brossée après la disparition de l’eau de ressuage. Cette opération a été omise

conformément à la norme NQ-2621-900-1.

Figure 4.1 : Éprouvettes confectionnées

4.1.4 Mûrissement des éprouvettes

Les procédures de mûrissement ont été exécutées après la disparition de l’eau de ressuage

de la surface des éprouvettes, soit entre quatre et cinq heures après le contact eau-liant. Le

béton a été laissé à l’air libre du laboratoire jusqu’au début du mûrissement, dérogeant ainsi

aux spécifications de la norme NQ-2621-900-1 qui stipule que les éprouvettes doivent être

recouvertes d’une membrane de polyéthylène, qui n’entre pas en contact avec la surface,

immédiatement après l’opération de régalage. Le Tableau 4.2 présente les renseignements

relatifs aux temps de finition et de mûrissement.

61

Tableau 4.2: Temps de la finition et du début du mûrissement

R1 R2 C25 C35 L25 L35 TC TL

Début moulage 55min 45min 45min 45min 50min 45min 55min 60min

Fin de la finition 1h20 1h15 1h05 1h20 1h20 1h15 1h25 1h35

Début de la cure 5h35 4h45 5h15 5h15 5h15 5h20 5h 3h

Démoulage N/D 47h 50h 48h 48h 48h 45h 48h

Les éprouvettes destinées aux essais de caractérisation ont été recouvertes d’une toile de

jute humide au début du mûrissement. Elles ont été démoulées après 48 heures et elles ont

été placées dans une chambre à 100 % d’humidité relative jusqu’au moment où elles ont été

testées. Les plaques d’écaillage et les éprouvettes destinées aux essais de sorptivité ont été

mûries d’après les quatre méthodes de mûrissement décrites à la section 3.2. Pour les mé-

thodes A et GA, un agent de cure liquide à base de résine et contenant des pigments blancs

(Sealtight 1215) a été vaporisé sur la surface au début du mûrissement selon les recomman-

dations du fabriquant (0,2 litres/m²).

Figure 4.2: Vaporisation de l'agent de cure liquide

Pour les méthodes de mûrissement H et HA, une toile de jute humide a été placée sur la

surface du béton et recouverte d’une membrane de polyéthylène pour éviter l’évaporation

62

de l’eau. Après 24 heures, la toile de jute de la méthode H était remouillée et remise en pla-

ce pour assurer une cure humide satisfaisante pour les 24 heures suivantes. Dans le cas des

plaques de la méthode HA, la toile de jute a été retirée après 24 heures et l’agent de cure a

été appliqué sur les surfaces. Après deux jours, les éprouvettes d’écaillage et de sorptivité

ont été démoulées avant de débuter la période de conditionnement.

4.2 Essais de caractérisation à l’état durci Quelques essais de caractérisation ont été effectués pour obtenir des informations sur les

différentes propriétés des mélanges. L’essai de compression ASTM C39 a été réalisé aux

échéances de 7 jours, 28 jours et 90 jours. La porosité perméable à l’eau a été mesurée se-

lon la norme ASTM C642 aux échéances de 28 jours et 56 jours. Puisque les ajouts cimen-

taires réagissent à long terme dans le béton, ces échéances ont permis d’observer

l’évolution de la résistance et du volume de pores perméables à l’eau dans le temps. La

caractérisation du réseau de bulles d’air a été réalisée selon les procédures de la norme

ASTM C457 après plus de deux ans en chambre humide.

4.3 Essai d’écaillage L’essai d’écaillage décrit dans cette section a été réalisé selon des procédures empruntées

aux normes NQ-2621-900-1 et ASTM C672.

4.3.1 Conditionnement des éprouvettes

Après le démoulage, à l’âge de deux jours, les plaques d’écaillage ont été placées dans une

chambre de conditionnement à 50 % d’humidité relative et 23 °C jusqu’à l’âge de 28 jours.

Un peu avant cette échéance, la surface des plaques a été brossée avec une brosse métalli-

que de façon à enlever les traces visibles de l’agent de cure. Les plaques sans agent de cure

ont également subit un léger brossage. Une bordure de polystyrène a été collée avec du sili-

cone sur le périmètre des plaques d’écaillages de façon à former un bassin étanche (Figure

4.3). À 28 jours, les plaques ont été recouvertes avec 10 mm d’une solution saline conte-

nant 3 % en masse de NaCl pour une période de six à huit jours. Une plaque de plastique a

été placée sur les éprouvettes afin de prévenir l’évaporation de la solution.

63

Figure 4.3: Plaque d'écaillage

4.3.2 Description de l’essai d’écaillage

À l’âge de 35 jours, les plaques ont été recouvertes avec 6 mm d’une solution contenant

3 % de NaCl avant d’être mises au congélateur. Une plaque de plastique a été placée sur les

éprouvettes afin de prévenir l’évaporation de la solution. Les éprouvettes ont subit

50 cycles de gel-dégel à raison d’un cycle par jour. Le congélateur était programmé pour

répéter les cycles sans interruption.

À tous les cinq cycles, la surface était rincée à l’eau pure et les débris d’écaillage étaient

récupérés sur un tamis de 80 µm. Cette procédure est conforme à la norme ASTM C672

mais elle déroge à la norme NQ-2621-900-1 selon laquelle la surface doit être rincée avec

la solution saline. Après le rinçage, une nouvelle solution saline était aussitôt placée sur

l’éprouvette. Les débris étaient séchés à l’air ambiant pendant un minimum de 48 heures

avant d’être pesés.

4.3.3 Contrôle de la température dans le congélateur

La masse thermique dans le congélateur a été gardée constante pour toute la durée des es-

sais. Des plaques de béton ont été instrumentées avec des thermocouples placés à une pro-

fondeur de 15 mm sous la surface du béton afin de mesurer la température à différents en-

droits dans le congélateur. Les résultats obtenus montrent que la température peut varier de

quelques degrés (en moyenne 4 °C) selon l’emplacement de la plaque dans le congélateur

(Figure 4.4). Les thermocouples ont permis de montrer l’évolution de la température dans

le béton selon le cycle programmé dans le congélateur.

Solution NaCl 3%

64

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

0 4 8 12 16 20 24

Tem

pér

atu

re (°

C)

Temps (h)

Thermocouples à 15mm sous la surface de cinq plaques de béton

Programme du congélateur

Figure 4.4: Cycle de température mesuré dans cinq plaques situées dans différentes zones du congélateur

La norme ASTM C672 spécifie les paramètres que doit respecter la chambre de gel-dégel

alors que la norme NQ-2621-900-1 spécifie des caractéristiques de température à l’interface

de la solution saline et du béton. Le Tableau 4.3 résume les exigences des normes concer-

nant les caractéristiques des cycles de gel-dégel. Il présente également les caractéristiques

des cycles programmés et des cycles obtenus à l’interface du béton et de l’air. La plupart

des exigences des normes ont été satisfaites à l’exception de la période pendant laquelle le

béton doit être maintenu à une température inférieure à -15 °C. La température des plaques

a été maintenue sous -15 °C pendant 2 à 6 heures, selon la position de la plaque dans le

congélateur, ce qui est plus court que la période minimale de 7 heures stipulée par la norme

NQ-2621-900-1.

65

Tableau 4.3: Comparaison des cycles de température normalisés et réalisés

ASTM C672 NQ-2621-900-1 Programmé Obtenu

Température minimale -18 ± 3 °C -18 ± 3 °C -18 °C -15 à -17 °C

Taux de gel* > 2 °C/h > 2 °C/h

< 16,3 °C/h -6 °C/h

> 2 °C/h < 5 °C/h

Période de gel (baisse de température)

16 ± 1 h 16 ± 1 h 15 h 15 h

Temps maintenu à une température < 15 °C

Non spécifié > 7 heures < 12 heures

8 h 2 à 6 h

Température maximale 23 ± 2 °C > 5 °C < 28 °C

24 °C 17 à 20 °C

Période de dégel (hausse de température)

8 ± 1 h 8 ± 1 h 9 h 9 h

*Les taux de gel ne sont pas spécifiés dans les normes, ils ont été calculés à partir des autres exigences.

4.3.4 Procédure en cas de dérogation

Les quelques pannes qui ont touché le congélateur et qui ont entraîné des variations dans

les cycles ont été notées et prises en compte lors de l’expression des résultats. En cas

d’arrêt du congélateur, les plaques étaient maintenues à température ambiante et recouverte

de la solution saline. Lorsqu’une plaque subissait des fuites, généralement dues au décol-

lement de la bordure, la solution saline était renouvelée à chaque jour pendant la période de

refroidissement afin d’assurer la présence d’eau salée sur la surface au moment du gel. Une

surveillance quotidienne a également permis de noter les fuites assez importantes pour cau-

ser le séchage d’une plaque entre deux cycles. Lorsqu’une fuite était trop importante, la

plaque était retirée du congélateur après avoir récupéré les débris. Une nouvelle bordure de

polystyrène était alors mise en place. La plaque séchait 24 heures à l’air ambiant avant de

retourner au congélateur avec une nouvelle solution saline. L’expression des résultats tient

compte de ces irrégularités. La masse cumulée des débris des plaques réparées peut toute-

fois être plus incertaine puisque des débris se trouvant sous la bordure de silicone ont pu se

mêler aux débris de la surface soumise à l’écaillage.

66

4.4 Essai de sorptivité L’essai de sorptivité a été réalisé à l’aide d’un montage développé à l’Université de Sher-

brooke (Bégué et Gagné 2004; Bégué et coll. 2004).

4.4.1 Conditionnement des éprouvettes

Après le démoulage, à l’âge de deux jours, les éprouvettes destinées à l’essai de sorptivité

ont été placées dans une chambre à 50 % d’humidité relative et 23 °C avec les plaques

d’écaillage. À l’âge de 28 jours, la surface des éprouvettes de sorptivité a été brossée avec

une brosse métallique de façon à enlever les traces d’agent de cure. Les éprouvettes ont été

sciées de façon à ne garder que les 10 à 20 mm de la surface. L’épaisseur des échantillons a

été réduite dans le but d’obtenir une distribution de l’humidité relative plus uniforme sur la

profondeur de l’échantillon lors du conditionnement. Les éprouvettes ont ensuite été pla-

cées dans une chambre à 100 % d’humidité relative pendant une semaine afin de leur faire

subir le même historique d’humidité que les plaques d’écaillage. À 35 jours, les éprouvettes

ont été séchées dans une étuve à 35 °C pendant trois semaines. Cette période permet

d’atteindre une variation de masse inférieure à 0,5 % entre deux pesées à 24 heures

d’intervalle. Les éprouvettes ont ensuite été entreposées dans un bac contenant du gel de

silice afin d’être conservées dans un environnement où l’humidité relative est faible. Les

éprouvettes ont été recouvertes d’une couche de cire ou de scellant sur toutes les surfaces

sauf celle en contact avec l’eau. Cette opération avait pour but d’éviter l’échange

d’humidité avec l’environnement pendant l’essai et d’assurer une absorption unidirection-

nelle.

4.4.2 Description de l’essai de sorptivité

Le montage utilisé pour l’essai de sorptivité est montré à la Figure 4.5. Une chambre étan-

che est d’abord fixée sur la surface de l’éprouvette. L’eau contenue dans un réservoir dépo-

sé sur une balance est amenée dans la chambre par un siphon. L’air est évacué par une val-

ve située sur le dessus de la chambre. L’acquisition des données peut commencer dès que

cette valve est fermée, soit quelques secondes après le contact entre l’eau et la surface. La

balance est reliée à un ordinateur qui permet l’acquisition automatique de la masse absor-

bée en fonction du temps de façon continue sur une période de 4 heures.

67

Figure 4.5: Montage de l'essai de sorptivité

4.5 Essai de séchage Cet essai permet de mesurer la perte de masse d’eau d’une éprouvette isolée dans des

conditions d’humidité relative maintenues constantes par différents sels.

4.5.1 Conditionnement des éprouvettes

Les éprouvettes destinées aux essais de séchages ont été carottées dans des plaques identi-

ques à celles destinées à l’essai d’écaillage. Ces plaques avaient subit le conditionnement

décrit à la section 4.3.1. À 28 jours, des carottes ayant un diamètre de 100 mm et une épais-

seur entre 10 mm et 20 mm ont été prélevées de façon à conserver la surface truellée in-

tacte. Les éprouvettes ont ensuite été saturées sous vide et maintenues dans l’eau. Les pas-

tilles ont été recouvertes de cire sur toutes les surfaces sauf celle truellée pour assurer une

évaporation unidirectionnelle.

68

4.5.2 Description de l’essai de séchage

Le montage utilisé pour les essais de séchage est illustré à la Figure 4.6. Une solution satu-

rée de sels est placée au fond des bacs. Une solution de MgNO3 permet de maintenir une

humidité relative autour de 55 % alors qu’une solution de NaCl maintient une humidité

relative autour de 75 %. L’éprouvette est épongée afin d’enlever toute l’eau de la surface et

elle est placée dans le bol supérieur attaché par une broche. Le couvercle est ensuite scellé

pour maintenir l’humidité relative constante dans le bac pendant toute la durée de l’essai.

La broche permet de peser régulièrement l’échantillon sans le sortir de son environnement.

L’essai de séchage, d’une durée de trois semaines, a été réalisé pour tous les mélanges pour

les méthodes de cure A et GA. Les autres méthodes de cure n’ont pas été testées pour des

considérations logistiques. Pour quelques mélanges (R1, R2 et TL), l’essai a également été

réalisé sur des surfaces sciées afin de mettre en évidence la différence de comportement

reliée à la porosité de la surface.

Figure 4.6: Montage de l’essai de séchage

Balance

Bol contenant l’éprouvette

Solution de MgNo3 ou de NaCl

Chapitre 5 Résultats

5.1 Caractérisation des mélanges

5.1.1 Propriétés à l’état frais

La température, l’affaissement, la teneur en air et la densité du béton frais ont été mesurées

selon les procédures mentionnées à la section 4.1.2. Les résultats sont présentés dans le

Tableau 5.1. Le ressuage des bétons n’était pas assez important pour que l’eau de ressuage

puisse être récupérée. Cet essai n’a donc pas fourni de résultats quantitatifs.

Tableau 5.1: Propriétés du béton frais

Affaissement Teneur en air Densité Température Ressuage Mélange (mm) (%) (°C)

R1 55 6,6 2,28 25 Faible

R2 70 6,6 N/D N/D Faible

C25 70 5,2 2,31 23 Faible

C35 90 6,0 2,29 23,5 Faible

L25 120 8,0 2,23 23 Faible

L35 70 6,5 2,27 25 Faible

TC 60 5,9 2,29 18,5 Faible

TL 60 5,5 2,26 17,5 Faible

L’affaissement visé était entre 60 mm et 90 mm. Seul le mélange contenant 25 % de laitier

de haut-fourneau a un affaissement supérieur à cette limite, mais ce mélange n’a pas montré

davantage de ressuage. Tous les mélanges respectent la teneur en air spécifiée entre

5 et 8 %. La température du béton frais se situe entre 23 °C et 25 °C pour la plupart des

mélanges, sauf pour les liants ternaires où elle est plus basse de quelques degrés.

5.1.2 Propriétés à l’état durci

La résistance à la compression, le volume des vides perméables à l’eau et le facteur

d’espacement ont été évalués tel que mentionné à la section 4.2.

70

Le Tableau 5.2 présente les résultats du test de résistance à la compression. Les mélanges

contenant des cendres volantes sont ceux qui ont les plus faibles résistances. Toutefois, seul

le mélange contenant 35 % de cendres volantes n’a pas atteint la résistance de 32 MPa spé-

cifiée à l’âge de 28 jours. À 90 jours, la résistance de ces mélanges a tout de même atteint

au moins 40 MPa. Les cendres volantes sont reconnues pour s’hydrater plus tard. Les résul-

tats montrent que les mélanges C25 et C35 sont ceux qui développent le plus leur résistance

entre 28 et 90 jours. La résistance des mélanges L25, L35 et TC, au contraire, n’a presque

pas varié entre 28 et 90 jours.

Tableau 5.2: Résistance à la compression

Résistance à la compression (MPa) Mélange

7 jours 28 jours 90 jours

R1 39 47 55

R2 40 46 -

C25 29 32 44

C35 23 29 40

L25 26 45 47

L35 27 51 50

TC 30 42 45

TL 40 45 52

Les résultats du test de porosité perméable à l’eau sont présentés dans le Tableau 5.3.

L’évolution de la porosité perméable à l’eau entre 28 et 56 jours témoigne aussi de la pour-

suite de l’hydratation au-delà de 28 jours pour les mélanges contenant des cendres volantes.

Les mélanges binaires et ternaires contenant des cendres volantes (C25, C35 et TC) sont les

seuls qui ont une réduction significative du volume de vides perméables à l’eau entre

28 et 56 jours. Par ailleurs, la porosité perméable à l’eau à 28 jours du mélange C35, qui est

considérablement plus importante que celle des autres mélanges, est un autre indice de

l’hydratation tardive des cendres volantes.

71

Tableau 5.3: Porosité perméable à l'eau

Volume des vides perméable à l’eau (%) Mélange

28 jours 56 jours

R1 11,6 11,5

R2 11,7 11,5

C25 12,0 11,6

C35 14,5 12,0

L25 12,1 12,0

L35 11,3 11,3

TC 11,2 10,6

TL 11,7 11,9

Le Tableau 5.4 montre que tous les mélanges ont un facteur d’espacement inférieur à

200 µm. Ils respectent ainsi la limite généralement recommandée pour les bétons soumis à

l’écaillage (Pigeon 1989; Marchand et Pigeon 1996).

Tableau 5.4: Facteur d'espacement des bulles d'air

Mélange Facteur d’espacement (μm)

R1 180

R2 160

C25 180

C35 140

L25 190

L35 170

TC 130

TL 170

5.2 Résistance à l’écaillage Le Tableau 5.5 présente la masse des débris d’écaillage après 50 cycles de gel-dégel pour

chacune des plaques. Pour chaque série, c’est la moyenne de quatre plaques est utilisée

pour le traitement des données. Ces résultats sont illustrés à la Figure 5.1.

72

Tableau 5.5: Perte de masse par écaillage après 50 cycles

Perte de masse par écaillage après 50 cycles (kg/m²) Mélange Éprouvette A GA H HA

1 2 3 4

0,90 0,86 1,06 1,15

N/D

0,16 0,35 0,20 0,37

N/D R1

Moyenne 0,99 0,27 1 2 3 4

1,73 0,68 1,06 1,34

0,98 0,66 0,43 1,09

0,57 1,04 0,44 0,78

0,52 0,24 0,16 0,34

R2*

Moyenne 1,20 0,79 0,71 0,32 1 2 3 4

1,15 1,36 0,92 0,46

1,18 1,13 0,87 0,80

1,85 1,89 1,71 1,84

1,70 1,72 1,96 2,11

C25

Moyenne 0,97 0,99 1,82 1,87 1 2 3 4

1,98 2,08 2,05 2,44

1,64 1,73 1,38 2,10

2,80 2,41 2,60 2,28

2,19 2,38 2,12 2,12

C35

Moyenne 2,14 1,71 2,52 2,20 1 2 3 4

0,64 0,81 0,72 0,71

0,76 0,71 0,63 0,68

1,19 0,84 1,04 1,47

1,00 1,16 1,11 0,87

L25

Moyenne 0,72 0,69 1,13 1,03 1 2 3 4

1,45 1,26 1,46 1,42

1,24 0,95 1,02 0,99

1,44 1,44 2,28 1,96

1,86 1,48 1,73 2,16

L35

Moyenne 1,39 1,05 1,78 1,81 1 2 3 4

2,12 1,71 1,85 2,29

1,71 3,24 1,77 1,72

1,83 1,67 1,65 1,89

1,95 2,09 2,76 2,28

TC

Moyenne 1,99 2,11 1,75 2,27 1 2 3 4

1,52 1,20 1,36 1,50

1,31 1,36 1,52 1,58

1,52 1,62 1,96 1,80

1,29 1,51 1,57 1,64

TL

Moyenne 1,39 1,44 1,72 1,50 *Après 42 cycles

73

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

R1 R2* C25 C35 L25 L35 TC TL

Per

te d

e m

asse

par

éca

illag

e (k

g/m

²) A

GA

H

HA

* Après 42 cycles

Figure 5.1: Perte de masse par écaillage après 50 cycles pour chaque série

La Figure 5.1 permet de noter quelques généralités. Globalement, la présence d’ajouts ci-

mentaires réduit la résistance à l’écaillage et la perte de masse augmente avec la teneur en

ajouts cimentaires. Par ailleurs, la méthode de mûrissement utilisée a, dans certains cas, une

influence significative sur la tenue à l’écaillage. Enfin, la majorité des séries approchent ou

excèdent la limite de 1 kg/m² généralement admise au Québec.

L’observation du comportement à l’écaillage pendant toute la durée de l’essai permet une

approche différente pour la compréhension de la résistance à l’écaillage. L’évolution de la

perte de masse par écaillage au fil des cycles est illustrée sur la Figure 5.2. Chaque courbe

est tracée avec la moyenne de quatre plaques.

Les graphiques illustrant le comportement individuel de chacune des plaques sont présentés

à l’annexe A. Ces graphiques sont accompagnés d’indications sur la localisation des éprou-

vettes dans le congélateur et sur le calendrier des essais.

74

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

R1

A

H

a)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

R2

A

GA

H

HA

b)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

C25

HA

H

A

GA

c)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

L25

H

HA

A

GA

d)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

C35

H

HA

A

GA

e)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

L35

HA

H

A

GA

f)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

TC

HA

GA

A

H

g)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (k

g/m

²)

Nombre de cycles

TL

H

HA

A

GA

h)

Figure 5.2: Évolution de la perte de masse par écaillage en fonction du nombre de cycles

75

Les résultats confirment que l’application à court terme d’un agent de cure liquide (métho-

des A et GA) améliore la résistance à l’écaillage des bétons contenant des ajouts cimentai-

res (Figure 5.2 c-d-e-f-g-h). L’effet contraire est observé pour les bétons de référence

(Figure 5.2 a-b). Il est intéressant de noter que, selon la composition du mélange, les bétons

ne réagissent pas de la même façon à la méthode de mûrissement. Pour les mélanges conte-

nant 25 % d’ajouts cimentaires (Figure 5.2 c-d), l’application à court terme d’un agent de

cure améliore considérablement la résistance à l’écaillage comparativement à l’utilisation

d’une toile de jute humide. Lorsqu’un taux de 35 % d’ajouts est atteint (Figure 5.2 e-f), le

ressuage joue un rôle plus important puisque l’utilisation de la membrane géotextile à la

base du moule permet de réduire l’écaillage. L’augmentation de la teneur en ajouts cimen-

taires semble augmenter la sensibilité de la surface aux conditions de cure puisque pour les

taux de remplacement de 35 %, l’écart entre les courbes est plus important. Dans le cas des

bétons fabriqués avec les liants ternaires (Figure 5.2 g-h), l’effet de la cure est beaucoup

moins marqué. La présence de fumée de silice dans les mélanges semble réduire l’effet

bénéfique de l’agent de cure (Figure 5.2 a-b-g-h).

5.3 Sorptivité Pour des raisons techniques, seules treize éprouvettes ont pu être testées. Ainsi, neuf séries

d’essais de sorptivité ont été réalisées. Pour quatre de ces séries, deux éprouvettes ont été

testées alors qu’une seule éprouvette a été testée pour les cinq autres séries. Les figures

suivantes montrent l’absorption en fonction de la racine carrée du temps sur une période

d’environ quatre heures pour chaque éprouvette testée. L’absorption est la masse d’eau

absorbée par unité de surface en contact avec l’eau. La Figure 5.3 montre le comportement

de différents mélanges mûris d’après la méthode GA et la méthode H. L’absorption est li-

néaire en fonction de la racine carrée du temps pour toutes les éprouvettes sauf pour

l’éprouvette R2-H (Figure 5.3 b). Cette éprouvette avait une épaisseur de 10 mm alors que

les autres avaient une épaisseur de 20 mm. À la fin de l’essai, elle avait absorbé plus d’eau

que la masse d’eau perdue pendant la période de séchage. Le changement de taux

d’absorption signifie probablement que le front d’eau avait atteint l’extrémité de

l’échantillon. La Figure 5.4 illustre l’influence de la méthode de cure lors de l’essai de

sorptivité pour le mélange contenant 35% de cendres volantes.

76

GA

0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

0 5 10 15 20 25

Racine carrée du temps (min½)

Ab

sorp

tion

(m

m³/

mm

²) C25

R1

L35

L25

C35

H

0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

0 5 10 15 20 25

Racine carrée du temps (min½)

C35

C25

R2

Figure 5.3: Essai de sorptivité pour les méthodes de cure GA et H

C35

0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (min½)

Ab

sorp

tion

(m

m³/

mm

²)

GAH

A

Figure 5.4: Essai de sorptivité pour le mélange C35

77

La sorptivité est la pente d’une section de ces courbes. Les résultats ont été retenus sur deux

portions de la courbe. La sorptivité calculée sur la portion de la courbe entre la dixième et

la centième minute, soit après la stabilisation de l’absorption, permettra une comparaison

avec les résultats obtenus par Bégué et Gagné (2004) (Figure 2.5). La sorptivité calculée

avant la dixième minute est susceptible de donner de l’information pour l’étude des effets

de surface. Les valeurs de sorptivité ainsi que de masse d’eau absorbée sont présentées dans

le Tableau 5.6. Les valeurs moyennes sont illustrées sur la Figure 5.5.

Tableau 5.6: Sorptivité et masse d'eau absorbée

Sorptivité (mm/min½) Masse d’eau absorbée (g)Mélange

-Cure Éprouvette Avant

10ème minute Entre 10ème et 100ème minute

Après 10 minutes

Après 4 heures

R1-GA 0,0451 0,0498 1,9 9,7

R2-H 0,0984 0,0705 5,3 13,7

1

2

0,0645

0,0676

0,0610

0,0578

3,6

4,2

13,4

13,3 C25-GA

Moyenne 0,0661 0,0594 3.9 13,4

1

2

0,0639

0,0726

0,0544

0,0601

6,1

3,5

13,8

13,1 C25-H

Moyenne 0,0683 0,0573 4,8 13,5

C35-A 0,1158 0,087 4,4 N/D

1

2

0,0922

0,0833

0,0757

0,0637

3,8

5,6

15,4

15,1 C35-GA

Moyenne 0,0878 0,0697 4,7 15,3

C35-H 0,0890 0,0711 6,0 16,9

1

2

0,0408

0,0535

0,0385

0,0345

3,5

3,6

8,6

8,9 L35-GA

Moyenne 0,0472 0,0365 3,6 8,8

L25-GA 0,0650 0,0369 3,8 9,4

78

0

5

10

15

20

25

C25-G

A

C25-H

C35-A

C35-G

A

C35-H

L25-G

A

L35-G

A

R1-GA

R2-H

Mas

se d

'eau

ab

sorb

ée (

g)

0

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

Sor

pti

vité

(m

m/m

in½)

Masse d'eau absorbée après 10 minutesMasse d'eau absorbée après 4 heuresSorptivité avant la 10ème minuteSorptivité entre la 10ème et la 100ème minute

Figure 5.5: Résultats de l'essai de sorptivité

Ces résultats ne permettent pas de distinguer systématiquement les différents mélanges ni la

méthode de cure utilisée sur la seule base de la sorptivité ou de la masse d’eau absorbée. La

comparaison des valeurs de sorptivité initiale, calculées avant la 10ème minute, avec les va-

leurs de sorptivité calculées entre la 10ème et la 100ème minute montre que le taux

d’absorption est plus rapide pendant les premières minutes de l’essai. Seul le mélange R1-

GA montre une sorptivité plus faible au début de l’essai. Cette exception s’explique par la

sensibilité importante de cette valeur au temps de la première mesure qui varie entre

16 secondes et 5 minutes pour les différents échantillons. Les deux valeurs de sorptivité

suivent sensiblement la même tendance. La sorptivité initiale n’apporte donc pas

d’information supplémentaire sur le comportement de la surface. Le terme sorptivité sera

désormais utilisé pour désigner la valeur de sorptivité calculée entre la 10ème et la 100ème

minute qui sera la seule retenue pour l’analyse.

5.4 Essai de séchage Les résultats de l’essai de séchage à 55 % d’humidité relative sont illustrés sur la Figure

5.6. Comme pour la sorptivité, les résultats sont présentés sous la forme d’une courbe de la

perte de masse d’eau par unité de surface en fonction de la racine carrée du temps.

79

C35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

C35-A

C35-GA

e)

R1

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

R1-A

a)

R2

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

R2-A

R2-GA

b)

C25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²) C25-A

C25-GA

c)

L25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

L25-A

L25-GA

d)

L35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

L35-A

L35-GA

f)

TC

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

TC-A

TC-GA

g)

TL

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

TL-A

TL-GA

h)

Figure 5.6: Séchage à 55 % d'humidité relative

80

Les échantillons séchés à 75 % d’humidité relative perdent moins d’eau qu’à 55 %

d’humidité relative mais les courbes montrent un comportement similaire. Ces courbes sont

présentées à l’annexe B.

Il est à noter que trois semaines étaient nettement insuffisantes pour atteindre l’équilibre.

L’essai a été prolongé pour les échantillons du mélange R1 ayant environ 10 mm

d’épaisseur. Plus de six mois ont été nécessaires pour atteindre l’équilibre à 75 %

d’humidité relative.

Le comportement lors du séchage se caractérise par des courbes montrant deux portions

linéaires ayant des pentes différentes. La seconde portion de la courbe témoigne d’un taux

de séchage plus lent que lors de la première phase. La première portion de la courbe s’étend

sur une période d’un peu moins de 24 heures pour la plupart des mélanges, sauf pour les

mélanges contenant 25 % et 35 % de cendres volantes (Figure 5.6 c-e), où cette première

phase de séchage se prolonge jusqu’à quatre jours. Ces mélanges perdent d’ailleurs beau-

coup plus d’eau que les autres.

Les résultats montrent que, pour la plupart des mélanges, le séchage de la surface n’est pas

influencé par l’utilisation d’un géotextile à la base du moule lors de la coulée du béton.

Seuls les mélanges contenant 25 % d’ajouts cimentaires (Figure 5.6 c-d) semblent perdre

un peu moins d’eau pour la méthode GA. Le taux de séchage est semblable mais la période

de séchage initiale dure un peu moins longtemps et la perte de masse d’eau finale est plus

faible.

L’influence de la teneur en ajouts cimentaires est variable. Dans le cas des bétons contenant

des cendres volantes, la perte d’eau par séchage augmente avec la teneur en ajouts (Figure

5.6 c-e) alors que c’est l’inverse pour les bétons contenant du laitier de haut-fourneau

(Figure 5.6 d-f).

Des essais ont également été réalisés sur des surfaces sciées pour le mélange TL et pour le

mélange R2. Les essais sur surfaces sciées se sont limités à ces deux mélanges pour des

considérations logistiques. La Figure 5.7 montre l’influence du type de surface exposée au

séchage (sciée ou truellée) à 55 % d’humidité relative. Pour le mélange ternaire à base de

81

laitier, il est évident que les surfaces sciées perdent moins d’eau dans la période de séchage

initiale (Figure 5.7 a). La distinction entre les surfaces exposées est beaucoup moins évi-

dente pour le mélange de référence (Figure 5.7 b).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

0 10 20 30 40 50

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

Racine carrée du temps (h½)

TL

TL-A (t)TL-GA (t)TL-A (s)TL-GA (s)

a)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

0 10 20 30 40 50P

erte

d'e

au (

mm

³/m

m²)

Racine carrée du temps (h½)

R2

R2-A (t)R2-GA (t)R2-A (s)R2-GA (s)

b)

Figure 5.7: Séchage à 55 % d'humidité relative de surfaces sciées (s) et truellées (t)

Chapitre 6 Analyse des résultats d’écaillage

6.1 Influence des ajouts cimentaires et de la méthode de mûris-sement sur l’écaillage

Tel que mentionné à la section 5.2, la perte de masse excède la limite de 1 kg/m² pour la

plupart des séries et l’écaillage tend à augmenter avec la teneur en ajouts cimentaires.

L’analyse présentée ici sera davantage axée sur le comportement pendant l’essai d’écaillage

plutôt que sur la perte de masse finale. Les variations du taux d’écaillage seront soigneuse-

ment étudiées. Les graphiques de la section 5.2 ont été modifiés de façon à exprimer la pro-

fondeur de béton affectée par l’écaillage en admettant que les débris d’écaillage sont consti-

tués de pâte. Pour chacun des mélanges, la masse volumique de la pâte, incluant l’air, a été

calculé à partir de la densité du béton frais. La densité des différentes pâtes et l’épaisseur de

pâte équivalente à 1 kg/m² sont présentées dans le Tableau 6.1. La densité du béton frais

n’était pas disponible pour le mélange R2, c’est la masse volumique de la pâte du mélange

R1 qui a été utilisée. La profondeur ainsi calculée suppose que la dégradation est uniforme

sur toute la surface exposée, ce qui n’est pas le cas dans la réalité. Cette conversion permet-

tra tout de même une analyse plus claire relativement à la couche superficielle du béton.

Sur les graphiques de la Figure 6.1, la perte de masse par écaillage est reportée sur

l’ordonnée secondaire alors que sur l’ordonnée principale, la perte de masse a été convertie

en profondeur de pâte écaillée.

Tableau 6.1: Équivalence entre la masse volumique de la pâte et la profondeur écaillée

ρ Béton frais ρ Pâte Équivalence 1 kg/m² Mélange kg/m³ kg/m³ mm

R1 2284 1584 0,63

R2 N/D N/D 0,63

C25 2313 1672 0,60

C35 2291 1628 0,61

L25 2228 1496 0,67

L35 2270 1579 0,63

TC 2291 1556 0,64

TL 2263 1509 0,66

83

R1

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Éca

illag

e (k

g/m

²)

A

H

a)

R2

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Éca

illag

e (k

g/m

²)

AGAHHA

b)

C25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HAHAGA

c)

L25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HHAAGA

d)

C35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HHAAGA

e)

L35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HAHAGA

f)

TC

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Nombre de cycles

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HAGAAH

g)

TL

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 10 20 30 40 50

Nombre de cycles

Éca

illag

e (m

m)

0

0,5

1

1,5

2

Éca

illag

e (k

g/m

²)

HHAAGA

h)

Figure 6.1: Profondeur de pâte écaillée en fonction du nombre de cycles

84

6.1.1 La couche superficielle

L’hypothèse d’une couche superficielle plus sensible à l’écaillage provient de l’observation

d’un taux d’écaillage élevé lors des premiers cycles avant de passer à un régime moins des-

tructif. Cette forme particulière de courbe n’est pas systématiquement vérifiée par les résul-

tats de cette étude. Plusieurs séries présentent toutefois des variations du taux d’écaillage

intéressantes à observer.

Pour la plupart des mélanges, des comportements très différents sont observés entre les

méthodes de cure utilisant une toile de jute humide (H et HA) et les méthodes utilisant un

agent de cure chimique appliqué après le ressuage (A et GA). Seuls les bétons ternaires

sont très peu influencés par la méthode de cure.

6.1.1.1 Méthodes de mûrissement avec une toile de jute humide (H et HA)

Une réduction du taux d’écaillage est notée pour les mélanges C25 et C35 dans le cas des

cures avec une toile de jute humide (H et HA) (Figure 6.1 c-e). Le changement de pente

survient entre 20 et 30 cycles. Bien que le taux d’écaillage soit ensuite plus faible, la dégra-

dation ne semble pas près de cesser. Cette réduction du taux d’écaillage peut être due à une

plus grande faiblesse de la couche de surface sur une épaisseur de 0,8 mm.

Pour les mélanges R1, R2, L35 et TL il n’y a pas de changement prononcé dans le taux

d’écaillage (Figure 6.1 a-b-f-h). Les mélanges L35 et TL (Figure 6.1 f-h) ont des taux

d’écaillage relativement constants pendant toute la durée de l’essai. Leur taux d’écaillage

ne diminue pas, même après des pertes de masse dépassant 1,5 kg/m². Il est possible que

l’épaisseur de la couche superficielle soit supérieure à la couche écaillée au cours de l’essai,

soit 1,2 mm. Dans le cas des mélanges R1 et R2 (Figure 6.1 a-b), le taux d’écaillage semble

diminuer très légèrement à chaque période de mesure, mais il n’y a pas de changement de

pente marqué et la dégradation n’est pas encore stabilisée après 50 cycles. L’écaillage des

mélanges de référence n’est pas uniforme sur la surface des éprouvettes, les dégradations

sont plutôt localisées.

Les mélanges L25 et TC (Figure 6.1 d-g) ont la particularité de présenter un taux

d’écaillage plus élevé entre les cycles 10 et 15 (TC) et 20 et 30 (L25). Cette observation

pourrait s’expliquer par une couche ayant une plus faible durabilité qui serait positionnée

85

entre deux couches un peu plus résistantes. Dans les deux cas cette perte de masse plus ra-

pide est d’environ 0,5 kg/m² et correspond à la couche entre 0,2 mm et 0,5 mm.

6.1.1.2 Méthodes de mûrissement avec un agent de cure chimique (A et GA)

Il est intéressant de noter que l’agent de cure semble avoir pour effet de retarder l’écaillage

pour les mélanges binaires contenant 25 % et 35 % d’ajouts cimentaires (Figure 6.1 c-d-e-

f). Le taux d’écaillage est plus faible au cours des premiers cycles, puis il augmente pour

atteindre un taux d’écaillage semblable aux premiers cycles des méthodes humides. Dans le

cas des mélanges contenant du laitier de haut-fourneau, l’augmentation du taux d’écaillage

se produit après 10 cycles pour le mélange L35 (Figure 6.1 f), et après 20 cycles pour le

mélange L25 (Figure 6.1 d). Dans les deux cas, la perte de masse est alors d’environ

0,1 kg/m². L’agent de cure aurait donc un effet sur quelques dizaines de microns en surface

de ces bétons. Dans le cas des mélanges contenant des cendres volantes, l’augmentation du

taux d’écaillage se produit après 30 cycles. L’agent de cure aurait une influence sur environ

0,2 mm pour le mélange C25 (Figure 6.1 c) et sur environ 0,5 mm pour le mélange C35

(Figure 6.1 e).

L’influence du géotextile est plus marquée pour les mélanges C35, L35 et TL (Figure 6.1 e-

f-h). Dans le cas du mélange L35, le taux d’écaillage pour la méthode GA est un peu plus

lent que pour la méthode A. Pour la série C35-GA, l’augmentation du taux d’écaillage as-

socié à l’agent de cure se produit à une profondeur de 0,5 mm comme pour la série C35-A

mais il survient une dizaine de cycles plus tard (Figure 6.1 e). Le béton ternaire au laitier

montre aussi cette tendance. L’augmentation du taux d’écaillage se produit à une profon-

deur de 0,2 mm mais cette profondeur est atteinte après 20 cycles pour la méthode de mû-

rissement GA plutôt qu’après 12 cycles dans le cas de la méthode A (Figure 6.1 h). La mé-

thode de mûrissement n’a toutefois pas d’influence significative sur la masse écaillée après

50 cycles. Pour le mélange ternaire aux cendres, les quatre méthodes de cure ont le même

comportement à l’écaillage sur toute la durée de l’essai (Figure 6.1 g). Dans le cas des mé-

langes de référence, l’utilisation de l’agent de cure a l’effet inverse, c'est-à-dire qu’il réduit

la résistance à l’écaillage par rapport à une toile de jute humide (Figure 6.1 a-b).

En résumé, les bétons contenant des cendres volantes subissent un taux d’écaillage plus

élevé, particulièrement au cours des premiers cycles, et l’agent de cure réduit le taux

86

d’écaillage sur une profondeur variant entre 0,2 mm et 0,5 mm. Pour les bétons contenant

du laitier de haut-fourneau l’agent de cure réduit le taux d’écaillage sur une profondeur de

quelques microns à 0,2 mm.

Le fait que les séries HA aient un comportement très semblable aux séries H vient appuyer

l’idée selon laquelle l’agent de cure n’aurait un effet sur l’écaillage que s’il peut pénétrer

les pores avant la prise du béton. Puisque le début de l’hydratation des cendres volantes et

du laitier de haut-fourneau se produit plus tard que pour le ciment ordinaire et pour la fu-

mée de silice, la pénétration de l’agent de cure dans les pores de surface plus gros et plus

accessibles pourrait expliquer l’effet avantageux de l’utilisation d’un agent de cure pour les

bétons contenant des ajouts cimentaires sans fumée de silice.

6.2 Variabilité des résultats d’écaillage Les résultats d’écaillage sont reconnus pour leur variabilité. Il est donc primordial, lors de

l’analyse, de tenir compte de divers facteurs tels que le nombre de plaques soumises à

l’essai et la précision relative des résultats. Une analyse quantitative de la précision des

mesures et une réflexion sur les différents aspects de la variabilité de l’essai d’écaillage

sont proposées dans cette section.

6.2.1 Précision des mesures

La norme NQ-2621-900-1 stipule que les débris doivent être pesés avec une balance ayant

une précision de 0,1 g et que, à la fin de l’essai, la moyenne de la valeur cumulée des deux

éprouvettes doit être calculée et rapportée à 0,01 kg/m² près.

Si l’incertitude peut être calculée sur la base de la précision des instruments de mesure, il

faut garder en tête que l’état du matériau en cours de dégradation entraîne des conditions de

mesure irrégulières. Par exemple, la géométrie de la surface n’est pas régulière puisque la

surface exposée est délimitée par un joint de silicone. De plus, lorsque la surface commence

à se dégrader, le béton situé sous le joint de silicone subit également des dégradations. Ain-

si, plus l’écaillage est important, plus la surface affectée augmente et plus l’écaillage est

surestimé.

87

L’incertitude sur la mesure peut être évaluée avec la méthode consistant à multiplier les

dérivées partielles de tous les éléments de la fonction par l’erreur associée à ces éléments

de fonction. Ainsi, à partir de l’équation 6.1 qui permet d’obtenir la perte de masse par

écaillage d’une surface exposée, l’erreur relative se calcule d’après l’équation 6.2.

22 1m mX kg m

L l

(6.1)

où X est la perte de masse par écaillage

m2 est la masse du pot plein de débris

m1 est la masse du pot vide

L est la longueur de la surface exposée

l est la largeur de la surface exposée

2 1 2 12 1 2 2

1 1 m m m mX m m L l

L l L l L l L l

(6.2)

où δX est l’erreur sur la perte de masse

δm1 et δm2 ont la valeur de la précision de la balance = 0,1 g

δL et δl ont la valeur de l’erreur associée à la règle = 1 mm

L’erreur associée à l’instrument de mesure doit être égale à la moitié de la plus petite divi-

sion, soit 0,5 mm dans le cas de la règle. Puisque la mesure des dimensions de l’éprouvette

implique deux lectures, la précision de la mesure correspond à 1 mm. Selon cette équation,

la précision de la mesure exigée par la norme (0,01 kg/m²) est possible à atteindre avec les

instruments utilisés. Toutefois, malgré la précision des instruments de mesure, les condi-

tions du matériau portent à croire que l’incertitude serait plus élevée.

L’incertitude sur l’écaillage a donc été calculée pour chacune des plaques en admettant

qu’une erreur de ± 3 mm est raisonnable sur la longueur et sur la largeur. L’erreur ainsi

calculée ne dépasse jamais ± 0,1 kg/m². La Figure 6.2-a montre le comportement individuel

de chacune des plaques de la série R2-A avec les barres d’erreur associées à une incertitude

de ± 3 mm. La Figure 6.2-b montre que même en admettant une erreur de ± 0,1 kg/m², soit

une erreur dix fois plus grande que celle tolérée par la norme, cette erreur demeure insuffi-

sante pour justifier à elle seule la variabilité des résultats d’écaillage.

88

0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0

0 10 20 30 40 50

Mas

se é

caill

ée (

kg/

m²)

Nombre de cycles

Marge d'erreur de 0,1 kg/m²Cas du mélange R2-A

Plaque 1Plaque 2Plaque 3Plaque 4Moyenne

b)

0,0

0,4

0,8

1,2

1,6

2,0

0 10 20 30 40 50 60

Mas

se é

caill

ée (

kg/

m²)

Nombre de cycles

Marge d'erreur avec ± 3 mm sur l et LCas du mélange R2-A

Plaque 1Plaque 2Plaque 3Plaque 4Moyenne

a)

0,06 kg/m²

0,05 kg/m²

0,04 kg/m²

0,03 kg/m²

Figure 6.2: Exemple d'erreur sur la précision de la mesure d'écaillage

6.2.2 Répétabilité de l’essai et coefficient de variation

Les courbes présentées sont obtenues à partir de la moyenne du comportement de quatre

plaques. Des comportements parfois très différents ont été notés entre les plaques d’un

même mélange. La Figure 6.3 montrent un exemple d’une série ou le comportement des

plaques est cohérent (a) et d’une série où il est variable (b).

0,0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

1,8

0 10 20 30 40 50

Per

te d

e m

asse

(k

g/m

²)

Nombre de cycles

Faible variabilité Cas du mélange L-25-GA

Coefficient de variation de 9%

a)

0,0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

1,8

0 10 20 30 40 50

Per

te d

e m

asse

(k

g/m

²)

Nombre de cycles

Forte variabilité Cas du mélange R2-A

Coefficient de variation de 37%

b)

Figure 6.3: Variabilité du comportement des plaques d'une même série

89

Dans un cas de forte variabilité comme celui illustré à la Figure 6.3-b, une moyenne de

1,2 kg/m² comprend des plaques qui varient de 0,6 kg/m² à 1,7 kg/m². Dans le cas de cette

série, un essai réalisé sur deux plaques aurait aussi bien pu donner une moyenne de

0,8 kg/m² qu’une moyenne de 1,5 kg/m² selon les plaques testées. Dans un contexte où la

perte de masse par écaillage est limitée à 1 kg/m², cet écart fait la différence entre le rejet

ou l’acceptation d’un béton. Cet exemple de grande variabilité souligne deux faits très im-

portants à considérer lors de l’analyse des résultats de l’essai normalisé d’écaillage. D’une

part, le nombre de plaques peut avoir un effet non négligeable sur la moyenne. D’autre part,

il est primordial de tenir compte du comportement individuel des plaques pour nuancer les

résultats de l’essai.

Le coefficient de variation a été calculé pour chacune des séries afin de déterminer si la

variabilité pouvait être imputable aux ajouts cimentaires ou à la méthode de mûrissement

(Figure 6.4). Il appert que ni la composition du mélange, ni la méthode de mûrissement

utilisée n’est responsable de la variabilité des résultats.

0%

10%

20%

30%

40%

50%

R1 R2 C25 C35 L25 L35 TC TL

Coe

ffic

ien

t de

vari

atio

n

A GA H HA

Figure 6.4: Coefficients de variation des différentes séries

90

Un coefficient de variation élevé sera moins inquiétant sur une moyenne faible que sur une

moyenne élevée. La Figure 6.5 illustre les coefficients de variation en fonction de la valeur

de la perte de masse après 50 cycles. Les courbes illustrent l’effet de la précision de la me-

sure sur le coefficient de variation. La courbe pointillée représente le coefficient de varia-

tion dans le cas où il est calculé avec un écart type égal à l’erreur sur la mesure tolérée par

la norme NQ-2621-900-1, soit 0,01 kg/m². La courbe pleine considère un écart-type dix

fois plus grand, soit une valeur représentative de la précision de l’essai tel que discuté à la

section précédente. Pour tous les coefficients de variation situés au dessus de la ligne plei-

ne, l’écart type est plus grand que l’incertitude reliée à la mesure, même si celle-ci est dix

fois plus grande que celle exigée par la norme NQ-2621-900-1. L’incertitude sur la mesure

n’est pas suffisante pour justifier l’écart de comportement entre les plaques.

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Coe

ffic

ien

t de

vari

atio

n (

%)

Perte de masse par écaillage après 50 cycles (kg/m²)

Coefficients de variation calculés

Écart type = 0,1 kg/m²

Écart type = 0,01 kg/m²

Figure 6.5: Influence de la précision de la mesure sur le coefficient de variation

Une comparaison avec d’autres coefficients de variation rapportés dans la documentation

permet d’affirmer que la variabilité des résultats obtenus dans le cadre de ces travaux est

raisonnable (Figure 6.6).

91

0

25

50

75

100

125

150

0 1 2 3 4 5 6

Coe

ffic

ien

t de

vari

atio

n (

%)

Perte de masse par écaillage (kg/m²)

Répétabilité de l'essai CDF (Setzer, 1997)Valeurs rapportées (Studer, 1993)Valeurs rapportées (Kukko et Paroll, 1993)Valeurs tirées des travaux de Laroche (1994)Travaux actuels

Figure 6.6: Coefficients de variation de plusieurs études

6.2.3 Reproductibilité de l’essai

Le mélange de référence qui a été réalisé deux fois a permis de vérifier la reproductibilité

de l’essai. La comparaison des résultats des mélanges R1 et R2 pour les méthodes de cure

A et H (Figure 6.7) témoigne de la difficulté de reproduire les résultats de l’essai normalisé

d’écaillage pour deux séries d’échantillons semblables. Les deux mélanges de référence

réalisés avec les mêmes matériaux par les mêmes opérateurs et testés selon les mêmes pro-

cédures avec les mêmes équipements présentent des différences significatives.

0,0

0,3

0,6

0,9

1,2

1,5

0 10 20 30 40 50

Per

te d

e m

asse

(k

g/m

²)

Nombre de cycles

R2-AR1-AR2-HR1-H

Figure 6.7: Reproductibilité de l'essai d'écaillage des mélanges de référence R1 et R2

92

6.2.4 Irrégularités sur la procédure

Tel que mentionné précédemment, certains imprévus tels que des fuites de la solution sa-

line ont perturbé la procédure de l’essai. Une étude du comportement des plaques qui ont

subit une réparation de la bordure, qui impliquait le séchage des plaques pendant 24 heures,

a montré que ces aléas n’entraînent pas systématiquement une variation des résultats. Tel

qu’en témoigne la Figure 6.8, dans certains cas le taux d’écaillage augmente après une ré-

paration, dans d’autres cas il diminue après une réparation, et parfois la réparation semble

n’avoir aucune incidence sur le taux d’écaillage. La courbe est pointillée à partir du mo-

ment où la plaque a subit une réparation impliquant un séchage de 24 heures. Les graphi-

ques de chacune des séries sont présentés à l’annexe A.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

(k

g/m

²) C35-H

C35-A

L35-H

Figure 6.8: Exemples de l’effet d'une réparation impliquant un séchage de 24 heures

Plusieurs paramètres ont été contrôlés dans cette étude. Les observations permettent

d’avancer que la variabilité de l’essai n’est pas exclusivement contrôlée par des facteurs

tels que la composition du mélange, la méthode de cure, le séchage des plaques en cours

d’essai ou la variation de température due à l’emplacement des plaques dans le congélateur.

Les résultats de cette étude ont montré que la résistance à l’écaillage subit l’influence com-

binée de la composition du mélange et de la méthode de mûrissement. Il est fort probable

qu’une combinaison de facteurs soit également responsable de la variabilité de l’essai. À la

lumière de ces résultats, il n’est toutefois pas possible de déterminer dans quel cette in-

fluence agira.

Chapitre 7 Analyse des propriétés de transport

7.1 Analyse des résultats de sorptivité La sorptivité semble permettre de distinguer les différents mélanges mais ces résultats ne

permettent pas de distinguer la méthode de mûrissement (Figure 7.1). La sorptivité est

moins élevée pour les mélanges contenant du laitier de haut-fourneau. Ces mélanges sont

aussi ceux ayant la plus faible porosité accessible à l’eau. La Figure 7.2 montre que la sorp-

tivité augmente généralement avec la porosité.

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

C25 C35 L25 L35 R1 R2

Sor

pti

vité

(m

m/m

in½

) A GA H

Figure 7.1: Sorptivité entre la 10ème et la 100ème minute pour les différents mélanges

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

10% 11% 12% 13% 14% 15%

Sor

pti

vité

(m

m/m

in½

)

Porosité perméable à l'eau

A GA H

L35

RC25

L25

C35

Figure 7.2: Sorptivité en fonction de la porosité perméable à l'eau

94

La sorptivité ne permet pas de caractériser la couche superficielle car l’absorption est beau-

coup trop rapide dans les premiers instants pour témoigner des premiers millimètres de la

surface. En admettant une porosité accessible à l’eau de 15 % initialement complètement

sèche, 3,8 g d’eau sont nécessaires pour saturer complètement une profondeur de 2 mm

d’un échantillon. La plupart des échantillons ont absorbé au moins cette quantité d’eau

après dix minutes comme en témoigne la Figure 7.3. La valeur de 3,8 g est une approxima-

tion puisque la porosité de la surface n’est pas connue et qu’elle est variable sur la profon-

deur. Elle permet toutefois de voir que la sorptivité est calculée alors que le front d’eau a

fort probablement dépassé les deux premiers millimètres de la surface qui subissent

l’écaillage.

0

1

2

3

4

5

6

7

C25 C35 L25 L35 R1 R2

Mas

se d

'eau

ab

sorb

ée (

g) A GA H

Figure 7.3: Masse d’eau absorbée après dix minutes

La Figure 7.3 permet tout de même d’observer qu’en général, la masse d’eau absorbée

après dix minutes permet de distinguer les méthodes de mûrissement. Les échantillons

ayant subit la cure H (sauf un) ont absorbé entre 5 g et 6 g pendant les dix premières minu-

tes alors que les échantillons A et GA (sauf deux) ont absorbé entre 3,5 g et 4,5 g sur la

même période. Cette observation soutient l’hypothèse selon laquelle l’agent de cure blo-

querait les pores en surface. La sorptivité semble être témoin de la porosité du matériau

alors que la porosité de surface semble davantage représentée par la masse d’eau absorbée

pendant les premières minutes. La sorptivité calculée avant la dixième minute avait montré

95

la même tendance que la sorptivité calculée entre la dixième et la centième minute (Figure

5.5). Puisque la masse d’eau absorbée après dix minutes montre une nouvelle tendance, la

différence doit se manifester dans les toutes premières minutes de l’essai. D’autres mesures

devraient être réalisées pour supporter ces affirmations.

7.2 Analyse des résultats de séchage La cinétique de séchage étant beaucoup plus lente que celle d’absorption, l’essai de séchage

paraît plus apte à fournir des informations pour caractériser la surface. Si la perte de masse

par unité de surface est tracée en fonction de la racine carrée du temps, la forme de la cour-

be ainsi obtenue révèle deux phases de séchage représentées par des droites de pentes diffé-

rentes. Le comportement lors du séchage peut ainsi être divisé en une phase initiale où le

séchage est rapide et une seconde phase où le séchage se produit à un taux plus faible. La

Figure 7.4 montre les courbes de séchage à 55 % d’humidité relative (moyenne de deux

éprouvettes) pour chacun des mélanges mûris avec un agent de cure (méthode A). Seule

cette méthode est illustrée puisque les résultats de séchage n’avaient pas montré de diffé-

rence significative entre les méthodes de cure A et GA (Figure 5.6).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Per

te d

e m

asse

(m

g/m

m²)

Racine carrée du temps (h½)

R1-A R2-AC35-A C25-AL35-A L25-ATC-A TL-AEau libre

Figure 7.4: Courbes de séchage à 55 % H.R. des huit mélanges mûris selon la méthode A

96

La phase initiale du séchage présente un taux de séchage plus élevé et correspond à

l’évaporation de l’eau facilement accessible en surface. Un examen minutieux de cette por-

tion des courbes permet de distinguer deux phénomènes lors de la phase initiale du séchage.

La Figure 7.5 témoigne de ces deux phénomènes en illustrant la perte de masse d’eau en

fonction du temps lors de la phase initiale du séchage. Pendant les premières heures de

l’essai, l’eau s’évapore de la surface du béton au même rythme qu’une surface d’eau libre

dans le même environnement. Cette portion de la courbe peut être associée à l’évaporation

de l’eau résiduelle sur la surface et de l’eau libre contenue dans les vides trop larges pour

permettre la formation d’un ménisque. Le taux d’évaporation diminue ensuite légèrement et

s’écarte du taux d’évaporation d’une surface d’eau libre. Ce ralentissement du taux

d’évaporation peut être attribuable aux ménisques des pores grossiers en surface. La somme

de ces deux phénomènes correspond l’évaporation de l’eau facilement accessible en sur-

face.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48

Per

te d

e m

asse

(m

g/m

m²)

Temps (h)

R1-AR2-AC35-AC25-AL35-AL25-ATC-ATL-AEau libre

Figure 7.5: Évaporation de l'eau libre et séchage à 55 % H.R lors de la phase initiale

La première phase de séchage témoigne ainsi de la quantité d’eau facilement accessible en

surface. Elle est un indicateur de la dimension des pores et de leur connectivité dans la cou-

97

che superficielle du béton. Une phase initiale de séchage plus longue peut signifier à la fois

un volume plus important de gros pores mais aussi que ces gros pores sont connectés sur

une profondeur plus importante. La combinaison de ces deux caractéristiques sera désignée

comme la porosité de la couche superficielle.

Lorsque toute l’eau contenue dans les vides accessibles en surface est évaporée, les gros

pores du cœur du béton, qui sont bornés par des pores plus petits, commencent à se vider.

Le début de ce processus ayant une cinétique beaucoup plus lente se manifeste par le chan-

gement de pente entre les deux phases (Figure 7.4). Le taux de séchage de la dernière por-

tion de la courbe peut être caractéristique du diamètre de pore qui permet l’évaporation à

55 % d’humidité relative.

D’après la Figure 7.4, le taux d’évaporation est sensiblement le même pour tous les mélan-

ges pendant les premières heures de l’essai ainsi que pendant les derniers jours de l’essai.

Ce qui distingue les mélanges c’est la cinétique du séchage et la quantité d’eau évaporée au

moment de la transition entre les deux phases. Les mélanges binaires contenant des cendres

volantes se distinguent particulièrement des autres mélanges avec une couche superficielle

contenant beaucoup plus d’eau facilement accessible. En effet, pour les courbes C25 et

C35, la première phase de séchage dure beaucoup plus longtemps et la quantité d’eau éva-

porée lors du changement de phase est beaucoup plus importante que pour les autres mé-

langes. Le mélange C35 aurait une couche superficielle plus poreuse que le mélange C25.

L’augmentation de la teneur en ajouts cimentaires aurait toutefois l’effet inverse dans le cas

des mélanges binaires contenant du laitier de haut-fourneau. Le mélange L35 aurait une

couche superficielle moins poreuse que le mélange L25. La porosité perméable à l’eau des

échantillons mesurée à la fin de l’essai de séchage (section 7.2.1) montre aussi cette ten-

dance (Figure 7.6).

7.2.1 Séchage et porosité perméable à l’eau

Le test de volume des vides perméables à l’eau a été réalisé après l’essai de séchage pour

tous les échantillons. Le volume des éprouvettes était plus petit que celui prescrit par la

norme ASTM C642. La porosité perméable à l’eau des échantillons soumis au séchage est

différente de celle mesurée précédemment (Tableau 5.3) puisque les échantillons ont été

98

mûris différemment. Les échantillons ayant subit l’essai de séchage ont été mûris avec un

agent de cure puis entreposés à 50 % d’humidité relative après le démoulage plutôt que

d’être mûris pendant 28 jours à 100 % d’humidité relative. La Figure 7.6 compare les vo-

lumes de vides perméables à l’eau obtenus pour la moyenne de quatre éprouvettes après

l’essai de séchage avec les valeurs obtenues pour des éprouvettes conformes à la norme

ASTM C642. Les barres d’erreur correspondent aux valeurs extrêmes obtenues.

10%

11%

12%

13%

14%

15%

16%

R1 C25 C35 L25 L35 TC TL TL-s*

Por

osit

é p

erm

éab

le à

l'ea

u

AGAASTM C642 (tableau 5.3)

*Surface sciée

Figure 7.6: Porosité perméable à l'eau des échantillons après l'essai de séchage

La différence de porosité entre deux éprouvettes prélevées dans la même plaque peut excé-

der 2 %, soit un écart relatif de près de 15 %. Puisque l’essai a été réalisé sur des échantil-

lons prélevés dans les deux premiers centimètres de la surface, cette constatation souligne

l’importance de l’hétérogénéité de la surface du matériau. Il est également intéressant de

noter que, pour les mélanges ternaires, la porosité perméable à l’eau des échantillons testés

après l’essai de séchage est beaucoup plus élevée pour que celle des échantillons conformes

à la norme ASTM C642 (préalablement mûris pendant 28 jours à 100 % d’humidité rela-

tive). Les valeurs obtenues pour les deux types d’échantillons peuvent différer de 2 % pour

les mélanges ternaires alors que cet écart est moins important pour les mélanges binaires.

99

Les résultats de la Figure 5.6 avaient montré que la présence d’un géotextile n’influence

généralement pas le séchage, sauf pour le mélange C25 où la perte d’eau des échantillons

GA était un peu moins importante. Ce mélange était toutefois le seul à présenter cette parti-

cularité et elle est cohérente avec la différence de porosité perméable à l’eau observée entre

les méthodes A et GA pour ce mélange (Figure 7.6).

7.2.2 Séchage des surfaces truellées et sciées

Les essais réalisés sur des surfaces sciées pour le mélange TL et le mélange R2 mettent en

évidence la différence entre la couche superficielle et le cœur du béton. La Figure 7.7 (rap-

pel de la Figure 5.7) montre les courbes de séchages (moyenne de deux éprouvettes) pour

les surfaces truellées et sciées des mélanges TL et R2. Le comportement des deux mélanges

est semblable pour les surfaces truellées.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

0 10 20 30 40 50

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

Racine carrée du temps (h½)

TL

TL-A (t)TL-GA (t)TL-A (s)TL-GA (s)

a)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

0 10 20 30 40 50

Per

te d

'eau

(m

m³/

mm

²)

Racine carrée du temps (h½)

R2

R2-A (t)R2-GA (t)R2-A (s)R2-GA (s)

b)

Figure 7.7: Courbes de séchage à 55 % H.R. pour des surfaces sciées (s) et truellées (t)

La teneur en pâte d’une surface truellée est susceptible d’être différente de celle d’une sur-

face sciée. La comparaison directe de la porosité des deux surfaces n’est donc pas toujours

valable. Toutefois, en comparant les graphiques a et b de la Figure 7.7, la distinction entre

une surface sciée et une surface truellée est beaucoup plus évidente pour le mélange TL que

pour le mélange de référence R2. Il y a donc, pour le mélange R2, moins de différence entre

le système poreux de la surface et celui du cœur du béton. Cette observation ne peut pas

servir de base pour établir une généralité puisque seuls ces deux mélanges ont été testés de

100

façon à permettre la comparaison entre le séchage d’une surface sciée et le séchage d’une

surface truellée. Elle soutient toutefois l’hypothèse selon laquelle la couche superficielle

des bétons contenant des ajouts cimentaires serait plus poreuse que le cœur du béton.

7.3 Lien entre les propriétés de transport et l’écaillage L’étude menée par Bégué et Gagné (2004) avait montré une relation entre la sorptivité et

l’écaillage. Lors de cette étude, les essais de sorptivité avaient été réalisés sur des échantil-

lons prélevés en chantier après trois ans d’exposition. La perte de masse par écaillage avait

été évaluée selon la norme ASTM C672 sur des échantillons prélevés en chantier après

28 jours d’exposition. Les échantillons utilisés par Bégué et Gagné provenaient du même

projet qui est à la source de ces travaux de maîtrise (Bouzoubaâ et coll. 2004). La Figure

7.8 regroupe les résultats obtenus par Bégué et Gagné (2004) et ceux obtenus dans le cadre

de ces travaux de maîtrise.

R2*-HL25-GAC25-GA

C25-H

L35-GA

C35-A

C35-GA

C35-H

R-A

R-H

C35-A

C35-H

L35-A

L35-H

0

1

2

3

4

5

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1

Éca

illag

e (k

g/m

²)

Sorptivité (mm/h½)

A (Bégué et Gagné, 2004)H (Bégué et Gagné, 2004)AHGA

*Écaillage après 42 cycles

Figure 7.8: Relation entre l’écaillage et la sorptivité

Pour les deux séries de données, les mélanges ont été conçus d’après les mêmes critères de

formulation. L’essai de sorptivité a été réalisé avec un montage semblable et la valeur de la

101

sorptivité a été calculée selon la même méthode. Certains paramètres distinguent toutefois

les deux séries d’essais, notamment les échéances et l’historique d’exposition des éprouvet-

tes. Les détails permettant d’identifier les différences et les similitudes relatives aux mélan-

ges, aux échéances et aux procédures des essais d’écaillage et de sorptivité sont exposés

dans les rapports de ces études (Bégué et Gagné 2004; Bouzoubaâ et coll. 2004).

La Figure 7.8 montre que les mélanges subissant les dégradations par écaillage les plus

importantes sont aussi ceux dont la sorptivité est la plus élevée. Ces résultats ne sont toute-

fois pas suffisants pour proposer une explication claire sur la nature de la relation entre

l’écaillage et la sorptivité.

La Figure 7.9 montre la relation entre la masse d’eau absorbée après dix minutes pendant

l’essai de sorptivité et la perte de masse par écaillage après 50 cycles.

R2*-HL25-GA

C25-GA

C25-H

L35-GA

C35-A

C35-GA

C35-H

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Éca

illag

e (k

g/m

²)

Masse d'eau (g)

A

GA

H

*Écaillage après 42 cycles

Figure 7.9: Relation entre l'écaillage et la masse d'eau absorbée après 10 minutes lors de l'essai de sorptivité

La tendance que montre la relation entre les propriétés d’absorption et l’écaillage apparait

aussi sur cette figure. Pour caractériser la couche de surface, l’absorption pendant les dix

102

premières minutes pourrait toutefois être plus représentative que la sorptivité puisque cette

dernière est calculée alors que le front d’eau a dépassé la couche susceptible à l’écaillage.

Le comportement lors du séchage a aussi été mis en relation avec la perte de masse par

écaillage. L’analyse des résultats (section 7.2) a montré que les mélanges se distinguent par

la transition entre les deux principaux régimes d’évaporation. Pour caractériser quantitati-

vement la porosité de la couche superficielle, la perte de masse d’eau lors du changement

de régime d’évaporation a été estimée d’après l’intersection des deux droites décrivant le

comportement lors du séchage tel qu’illustré sur la Figure 7.10. Selon la discussion de la

section 7.2, cette valeur devrait être représentative de la porosité de la couche superficielle.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Per

te d

e m

asse

(m

g/m

m²)

Racine du temps (h½)

Exemple du mélange TL-A à 55 % H.R.

Perte de masse d'eau pendant la phase initiale du séchage

Moment du changement de régime d'évaporation, estimé d'après l'intersection des droites

Figure 7.10: Intersection des droites décrivant les deux régimes d'évaporation lors de l'essai de séchage

La Figure 7.11 met en relation la perte de masse par écaillage après 50 cycles et la perte de

masse d’eau pendant la phase initiale du séchage à 55 % d’humidité relative pour les échan-

tillons mûris avec un agent de cure.

103

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Éca

illag

e (k

g/m

²)

Eau évaporée pendant la phase initiale du séchage (mg/mm²)

R1 R2*

C25 C35

L25 L35

TC TL

* Écaillage après 42 cycles

Figure 7.11: Relation entre l’écaillage et la perte de masse d'eau lors de la phase initiale du séchage à 55 % H.R.

D’après cette figure, il ne semble pas y avoir de relation directe entre l’écaillage et le com-

portement de la couche superficielle lors du séchage. La méthode utilisée pour quantifier la

couche superficielle n’est toutefois qu’une approche parmi plusieurs possibilités. Une étude

approfondie du comportement lors du séchage permettrait peut-être d’obtenir des informa-

tions plus pertinentes sur la couche superficielle. Ces observations portent tout de même à

croire que l’écaillage n’est pas seulement influencé par la porosité de la couche superfi-

cielle.

En résumé, le comportement lors de l’absorption semble plus enclin que le comportement

lors du séchage à montrer une relation avec l’écaillage. D’après les résultats, la sorptivité

permet de distinguer les différents mélanges par la tendance de leur surface à absorber l’eau

mais ne semble pas permettre de caractériser la couche superficielle. La masse d’eau absor-

104

bée pendant les dix premières minutes de l’essai semble mieux caractériser la surface en

permettant de distinguer les différentes méthodes de mûrissement. Le séchage ayant une

cinétique plus lente que l’absorption capillaire, les courbes permettent de distinguer la cou-

che superficielle. Le meilleur moyen de quantifier la surface à partir de cet essai demeure

toutefois à explorer. Bien que les résultats montrent une tendance, ils ne suffisent pas pour

définir clairement la relation entre ces caractéristiques associées aux propriétés de transport

et la perte de masse par écaillage. Il faut toutefois souligner qu’un nombre restreint

d’échantillons ont été soumis aux essais de sorptivité et de séchage. Une étude plus com-

plète de ces propriétés permettrait de tirer des conclusions plus solides.

Chapitre 8 Conclusions

Bien que la résistance à l’écaillage ait fait l’objet de nombreuses recherches, le comporte-

ment à l’écaillage des bétons contenant des ajouts cimentaires demeure difficile à prédire.

Plusieurs théories proposent des mécanismes pour expliquer l’écaillage mais aucune

d’entre elles ne permet d’expliquer l’ensemble des phénomènes observés. Il est générale-

ment reconnu que les ajouts cimentaires réduisent la résistance à l’écaillage du béton.

L’essai ASTM C672, qui est utilisé le plus souvent pour évaluer la résistance à l’écaillage

en laboratoire, reproduit plus ou moins fidèlement les conditions d’exposition en service et

est reconnu pour la variabilité des résultats. Plusieurs cas ont été rapportés où des mélanges

contenant des ajouts cimentaires ont été jugés non résistants suite à l’essai d’écaillage alors

que le comportement en service de ces bétons s’est avéré satisfaisant. Les différentes condi-

tions de confection et d’exposition du béton s’ajoutent à une multitude de facteurs suscepti-

bles d’influencer le comportement à l’écaillage. Ce projet de recherche a été réalisé dans

l’objectif d’évaluer l’influence de différentes méthodes de mûrissement utilisées en chantier

sur le comportement à l’écaillage de bétons contenant des ajouts cimentaires évalué selon

les procédures en laboratoire.

L’essai d’écaillage a été réalisé selon une méthode adaptée à partir des normes

ASTM C672 et NQ-2621-900-1 en réduisant au minimum les sources de variabilité. Les

résultats montrent que l’écaillage augmente lorsque la teneur en cendres volantes ou en

laitier de haut-fourneau dans le béton passe de 25 % à 35 %. Ces observations sont en ac-

cord avec les résultats retrouvés dans la documentation. Pour tous les bétons contenant des

ajouts cimentaires, ainsi que certaines séries du mélange de référence, la perte de masse

après 50 cycles dépasse 0,5 kg/m². La plupart de ces mélanges excèdent également le seuil

d’acceptabilité de 1 kg/m².

L’analyse du comportement des plaques ne montre pas systématiquement une couche de

faible durabilité en surface qui écaille plus rapidement lors des premiers cycles. La perte de

masse est relativement constante pour plusieurs mélanges. Il n’est toutefois pas exclu que la

couche superficielle de ces mélanges soit bel et bien plus faible mais qu’elle n’ait pas été

complètement détériorée pendant les 50 cycles de l’essai. Certains mélanges ont aussi mon-

106

tré un taux d’écaillage plus élevé au milieu de l’essai, un peu comme si une couche de fai-

ble durabilité s’était formé quelques microns sous la surface, entre deux couches plus résis-

tantes à l’écaillage.

Le choix du type de mûrissement peut avoir une influence significative sur le comporte-

ment à l’écaillage. Dans certains cas, l’influence de la méthode de mûrissement est assez

importante pour faire la différence entre l’acceptation ou le rejet d’un mélange de béton en

fonction des critères relatifs à l’essai d’écaillage en laboratoire. Les résultats montrent éga-

lement que l’influence de la méthode de mûrissement est différente selon la composition du

béton. L’utilisation d’un agent de cure plutôt qu’une toile de jute humide améliore le com-

portement à l’écaillage des bétons binaires contenant du laitier de haut-fourneau ou des

cendres volantes. Ces échantillons écaillent à un taux plus faible au cours des premiers cy-

cles. L’agent de cure semble moins profitable en présence de fumée de silice. Les bétons

ternaires montrent peu d’influence de la méthode de mûrissement et l’agent de cure a un

effet négatif sur le comportement à l’écaillage des mélanges de référence. L’agent de cure a

un effet sur l’écaillage s’il est appliqué avant la prise du béton mais il n’a pas d’influence

significative s’il est appliqué après 24 heures de mûrissement avec une toile de jute humide.

L’utilisation d’un géotextile à la base du moule pour permettre le drainage de l’eau de res-

suage réduit légèrement l’écaillage des bétons contenant 35 % d’ajouts cimentaires.

L’influence du géotextile n’est pas significative pour les autres mélanges. Ces observations

montrent que l’écaillage est influencé par une combinaison de facteurs. Les conditions de

mise en place et de mûrissement peuvent avoir une influence très importante sur le compor-

tement à l’écaillage et cette influence dépendra entre autres de la composition du mélange.

L’étude de la reproductibilité des résultats montre que les coefficients de variation obtenus

sont raisonnables comparativement aux valeurs retrouvées dans la documentation.

L’incertitude sur les mesures n’est pas suffisante pour expliquer la dispersion des résultats

et la variabilité ne peut pas non plus être attribuable à la présence d’ajouts cimentaires ou à

la méthode de mûrissement. L’écart entre les valeurs obtenues montre que le nombre

d’échantillons soumis à l’essai d’écaillage peut également faire la différence entre un béton

qui excédera ou non la perte de masse définie comme acceptable par les institutions. Le

mélange de référence a été confectionné et évalué à deux reprises dans des conditions sem-

107

blables et les résultats obtenus sont très différents. Cette observation met en évidence la

faible répétabilité de l’essai d’écaillage.

Bien qu’une tendance semble exister entre la sorptivité et l’écaillage, les résultats générés

dans cette étude ne suffisent pas pour définir clairement la relation entre les deux proprié-

tés. La sorptivité semble davantage reliée à la porosité de la matrice et la cinétique

d’absorption est trop rapide pour permettre de caractériser les premiers millimètres de la

surface. L’essai de séchage permet de distinguer la couche superficielle mais une étude plus

poussée devrait être réalisée pour en tirer des paramètres caractéristiques pertinents. Ces

résultats ne permettent donc pas d’établir une relation claire entre les propriétés de transport

et le comportement à l’écaillage.

Ces travaux mettent en évidence que les conditions des essais d’écaillage en laboratoire,

notamment le choix de la méthode de mûrissement, peuvent conduire à des différences si-

gnificatives de comportement. Ces conditions peuvent partiellement expliquer les diver-

gences rapportées entre le comportement en laboratoire et en service des bétons contenant

des ajouts cimentaires. La variabilité des résultats incite à porter une attention particulière

au comportement global de plusieurs échantillons avant de tirer une conclusion sur la résis-

tance à l’écaillage d’un béton contenant des ajouts cimentaires. Ces résultats soulignent la

complexité des phénomènes en cause lors de l’écaillage qui semble contrôlé par plusieurs

combinaisons de facteurs. Une meilleure compréhension des mécanismes impliqués aide-

rait assurément à clarifier le rôle de chacun des paramètres.

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ANNEXE A : Comportement individuel de chacune des plaques d’écaillage

Les graphiques suivants montrent le comportement à l’écaillage de chacune des plaques

soumises à l’essai d’écaillage. Un graphique illustre le comportement des quatre plaques

d’une même série, soit la combinaison d’un mélange et d’une méthode de mûrissement.

La présentation des résultats tient compte de l’emplacement des plaques dans le congéla-

teur et des périodes de séchage dues à la réparation de certaines plaques.

Les plaques d’une même série étaient disposées à différentes hauteurs sur une même co-

lonne dans le congélateur. L’ordre des numéros de plaques dans la légende correspond à

leur hauteur, la plaque du haut étant citée en premier dans la légende et la plaque du bas

étant citée en dernier.

Les lignes pointillées montrent le comportement d’une plaque de béton à partir du mo-

ment où les fuites étaient suffisamment importantes pour nécessiter une réparation impli-

quant un séchage de 24 heures avant la poursuite de l’essai.

La figure suivante montre le calendrier des essais. Les chiffres inscrits dans les bandes

indiquent la zone du congélateur où étaient placées les éprouvettes lors de l’essai.

ID Mélangemars 2005 avr. 2005 mai 2005 juin 2005 juil. 2005 août 2005

j-3 j-3 j-3 j-3 j-4 j-4 j-4 j-4 j-5 j-5 j-5 j-5 j-5 j-6 j-6 j-6 j-6 j-7 j-7 j-7 j-7 j-7

1 1C35

2 2C25

3 3L35

4 4L25

8 2R2

5

7

6

6TC

1TL

4R1

j-8 j-8 j-8

114

REFERENCE ~ 2 % DE FUMEE DE SILICE

R1-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 97

9899100

R1-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 101

102103104

R2-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 105

106107108

R2-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 109

110111112

R2-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 113

114115116

R2-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 117

118119120

115

25 % DE CENDRES VOLANTES

C25-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 17

181920

C25-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 21

222324

C25-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 25

262728

C25-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 29

303132

116

35 % DE CENDRES VOLANTES

C35-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 1

234

C35-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 5

678

C35-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 9

101112

C35-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 13

141516

117

25 % DE LAITIER DE HAUT-FOURNEAU

L25-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 49

505152

L25-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 53

545556

L25-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 57

585960

L25-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 61

626364

118

35 % DE LAITIER DE HAUT-FOURNEAU

L35-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 33

343537

L35-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 37

383940

L35-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 41

424344

L35-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 45

464748

119

TERNAIRE A BASE DE CENDRES VOLANTES

TC-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 65

666768

TC-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 69

707172

TC-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 73

747576

TC-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 77

787980

120

TERNAIRE A BASE DE LAITIER DE HAUT-FOURNEAU

TL-A

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 81

828384

TL-GA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 85

868788

TL-H

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 89

909192

TL-HA

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 10 20 30 40 50Nombre de cycles

Per

te d

e m

asse

kg/

m² 93

949596

ANNEXE B : Comportement individuel de chaque essai de séchage

Séchage R1

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)R1A-55R1A-75

Séchage R1- Surface sciée

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

R1As-55R1As-75

122

Séchage R2

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

R2A-55R2GA-55R2A-75R2GA-75

Séchage R2 - Surface sciée

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

R2As-55

R2GAs-55

R2As-75

R2GAs-75

123

Séchage C25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

C25A-55C25GA-55C25A-75C25GA-75

Séchage C35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

C35A-55

C35GA-55

C35A-75

C35GA-75

124

Séchage L25

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

L25A-55L25GA-55L25A-75L25GA-75

Séchage L35

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

L35A-55L35GA-55L35A-75L35GA-75

125

Séchage TC

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

TCA-55

TCGA-55TCA-75

TCGA-75

Séchage TL

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)

TLA-55TLGA-55TLA-75TLGA-75

126

Séchage TL - Surface sciée

0

0,4

0,8

1,2

1,6

0 5 10 15 20 25

Racine carrée du temps (h½)

Per

te d

e m

asse

(m

m³/

mm

²)TLAs-55

TLGAs-55

TLAs-75

TLGAs-75