protection et réparation des ouvrages atteints de … et réparation des ouvrages atteints de...

Protection et réparation

des ouvrages atteints de réaction

de gonflement interne du béton

Recommandations provisoires

Octobre 2010

Laboratoire Central des Ponts et Chaussées58, bd Lefebvre, F 75732 Paris Cedex 15

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Ce document est propriété du Laboratoire Central des Ponts et Chaussées et ne peut être reproduit, même partiellement, sans l’autorisation de son directeur général (ou de ses représentants autorisés).

© 2010 - LCPCISSN 1151-1516

ISBN 978-2-7208-2581-1DOI/Crossref 10.3829/gt-gtprogonflin-fr

S’appuyant sur l’expérience acquise et des résultats de recherches menés au sein du réseau des Laboratoires des Ponts et Chaussées dans le domaine des structures atteintes de réaction de gonflement interne du béton, ces recommandations provisoires ont été élaborées dans le cadre d’un groupe de travail constitué comme suit :

Animateur

Didier GERMAIN (CETE de Lyon - DOA)

Rédacteurs

Christophe AUBAGNAC (CETE de Lyon - LRPC Autun)

Michaël DIERKENS (CETE de Lyon - LRPC Lyon)

Loïc DIVET (LCPC – responsable de l’opération de recherche 11N052)

Pascal FASSEU (CETE Nord-Picardie - LRPC Lille)

Didier GERMAIN (CETE de Lyon - DOA)

Denis MALATERRE (CETE du Sud-Ouest – LRPC Toulouse puis SETRA)

Olivier PAAL (CETE de Lyon - LRPC Lyon)

Alexandre PAVOINE (LCPC)

Jean-François SEIGNOL (CETE de Lyon - LRPC Clermont-Ferrand)

Jean-Claude WENDLING (CETE de Lyon - LRPC Autun)

Relecteurs

Bruno GODART (LCPC)

François TOUTLEMONDE (LCPC)

Jacques RESPLENDINO (DIR Méditerranée)

Pour commander cet ouvrage :

Laboratoire Central des Ponts et Chaussées

DISTC – Diffusion des éditions

58, boulevard Lefebvre

F-75732 PARIS CEDEX 15

Téléphone : 01 40 43 50 20

Télécopie : 01 40 43 54 95

Internet : http://www.lcpc.fr

Prix : 60€ HT

En couverture :

Différentes phases des travaux du pont de Gevry (CG39)

Protection et réparation des ouvrages atteints de réaction de gonflement interne du béton

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Sommaire

Avertissement .....................................................................................................................................................................4

1. Introduction ........................................................................................................5

2. Présentation des phénomènes de réaction de gonflement interne du béton ...62.1 Quelques éléments de compréhension des phénomènes .......................................................................................6

2.1.1 L’alcali-réaction ...............................................................................................................................................62.1.2 La réaction sulfatique interne .........................................................................................................................7

2.2 Le diagnostic d’éléments en béton atteints par une réaction de gonflement .........................................................102.2.1 Les prélèvements in situ ...............................................................................................................................102.2.2 Les essais en laboratoire..............................................................................................................................11

2.3 L’étude des conséquences de la pathologie sur l’élément en béton dans la structure ..........................................132.3.1 Détermination du potentiel de gonflement résiduel ......................................................................................132.3.2 Les modules de calcul développés sous le logiciel CESAR du LCPC .........................................................14

3. Méthode de choix du traitement d’un ouvrage atteint de RGI ....................... 163.1 Contexte .................................................................................................................................................................163.2 Traitement des ouvrages dont la réaction est arrêtée ............................................................................................173.3 Méthode de choix de traitement des ouvrages dont la réaction de gonflement est encore active .........................17

3.3.1 Aléa ..............................................................................................................................................................183.3.2 Vulnérabilité ..................................................................................................................................................183.3.3 Criticité..........................................................................................................................................................183.3.4 Enjeux ..........................................................................................................................................................203.3.5 Niveaux de traitement...................................................................................................................................203.3.6 Choix du traitement ......................................................................................................................................21

4. Les méthodes de protection et réparation ..................................................... 244.1 Description des différents traitements envisageables ............................................................................................24

4.1.1 Protection des personnes et de l’ouvrage ....................................................................................................244.1.2 Limitation des réactions ................................................................................................................................254.1.3 Limitation mécanique des gonflements, renforcement .................................................................................274.1.4 Libération des contraintes ............................................................................................................................294.1.5 Reconstitution ou remplacement des zones altérées ...................................................................................30

4.2 Retours d’expériences pour certaines solutions .....................................................................................................324.2.1 Recueil d’expériences d’ouvrages traités en France ....................................................................................324.2.2 Expérimentations en cours sur ouvrages .....................................................................................................324.2.3 Expérimentations en laboratoire ...................................................................................................................33

5. Conclusions ...................................................................................................... 35

6. Documents de références et bibliographie .................................................... 35

ANNEXES ............................................................................................................. 37Annexe 1 : Exemples d’ouvrages .................................................................................................................................39Annexe 2 : Recalcul par modélisation numérique appliquée à la RSI ..........................................................................81Annexe 3 : Recueil d’expériences d’ouvrages traités en France ...............................................................................101Annexe 4 : Synthèse des essais de traitements sur éprouvettes ...............................................................................123Annexe 5 : Expérimentation sur corps d’épreuve .......................................................................................................133

Avertissement

Ce document propose une démarche de choix de traitements pour des ouvrages atteints de réaction de gonflement interne du béton (alcali-réaction AR et réaction sulfatique interne RSI).

L’attention des lecteurs est attirée sur le manque de recul par rapport aux solutions présentées. Jusqu’à présent, très rares sont les ouvrages qui ont été traités avec une bonne connaissance de l’avancement réel des gonflements, et donc sans prévision théorique des évolutions à venir de la structure. Il est donc très délicat de conclure sur l’efficacité d’une solution pour laquelle on a constaté un ralentissement ou un arrêt des gonflements. En effet, il est possible que l’efficacité soit liée uniquement à l’épuisement du potentiel de gonflement de la pathologie.

Les expérimentations qui se sont déroulées jusqu’alors en laboratoire, sur des éléments dont le potentiel de gonflement résiduel était bien caractérisé, n’ont pas permis de distinguer de solution de traitement efficace pour stopper totalement la pathologie.

Des expérimentations actuellement en cours, en laboratoire ou sur ouvrages visent à déterminer si certaines solutions peuvent présenter une certaine efficacité dans des situations précises (contexte mécanique, environnement peu sévère,...).

Ce document édité sous forme de recommandations provisoires pourra dans quelques années aboutir à l’élaboration d’un guide technique lorsque :

les retours d’expériences auront permis de valider ou d’amender la démarche qui conduit h

au choix des solutions de traitement,les expérimentations en cours réalisées aussi bien en laboratoire que sur ouvrages, auront h

permis de discerner des solutions efficaces.

Les observations ou difficultés rencontrées dans l’utilisation de ce document, dont chaque utilisateur pourra nous faire part, ainsi que la qualité des informations relatives aux retours d’expériences qui nous seront rapportés, permettront d’améliorer la qualité du futur guide technique.

Contacts :

Loïc DIVET, Chef de groupe Comportement Physico-Chimique et Durabilité des Matériaux (CPDM)LCPC Paris58, Bd Lefebvre - 75732 PARIS CEDEX 15Tél. : 01 40 43 51 48 – [email protected]

Didier GERMAIN, Chef de projets, Division Ouvrages d’ArtCETE de Lyon46, rue Saint-Théobald - 38081 L’ISLE D’ABEAU04 74 27 53 83 – [email protected]


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1. Introduction

Ces recommandations s’adressent aux maîtres d’œuvre confrontés à des ouvrages en béton atteints de réactions de gonflement interne.

Ce document fait suite au guide « Aide à la gestion des ouvrages atteints de réactions de gonflement interne » [1] et répond aux besoins des bureaux d’étude chargés du traitement de ces ouvrages.

Les gonflements d’origine interne qui se caractérisent en apparence par des désordres de fissuration sont liés à la réaction alcali-silice (AR) et à la réaction sulfatique interne (RSI). La première partie du document propose une rapide description des phénomènes, de leurs causes à leur modélisation en passant par la caractérisation de leur sévérité.

Les recommandations proposent ensuite une méthode de choix des traitements pouvant être mis en œuvre. Cette méthode s’applique aux ouvrages dont la pathologie a déjà été identifiée et caractérisée en tenant compte :

de la sévérité des gonflements passés, h

de l’environnement de l’ouvrage, h

des évolutions prévisibles de la structure non traitée, h

du caractère stratégique de l’ouvrage aux yeux du maître d’ouvrage. h

La méthode de choix permet, sur la base d’une analyse des risques, d’identifier parmi les différentes méthodes présentées en troisième partie du document, celles qui sont adaptées au cas de l’ouvrage.

Cette méthode de choix ne peut en aucun cas se substituer au recours à un bureau d’étude ouvrages d’art qui dispose des compétences nécessaires en comportement des structures et des matériaux.

Les logigrammes de choix de traitement ne doivent pas être utilisés hors du cadre de cette méthode.

La méthode de choix et la mise en œuvre de certains traitements sont illustrées par des cas concrets annexés au document. Ces cas sont tirés soit d’ouvrages réels traités et laissés dans leur environnement, soit d’expérimentations en laboratoire pratiquées sur éléments réactifs (éprouvettes ou corps d’épreuve) conservés en ambiance favorable au développement des réactions de gonflement. Ces ouvrages sont présentés à titre d’illustrations, mais chaque ouvrage étant un cas particulier, il n’est pas envisageable d’en tirer des conclusions de portée générale quant à l’efficacité des traitements réalisés.

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2. Présentation des phénomènes de réaction de gonflement interne du béton

Deux principaux types de réactions de gonflement interne peuvent se rencontrer dans les bétons : l’alcali-réaction et la réaction sulfatique interne. Il s’agit de réactions qui se produisent dans le béton sans apport d’agents agressifs extérieurs.

2.1 Quelques éléments de compréhension des phénomènes

2.1.1 L’alcali-réaction

L’alcali-réaction résulte d’une réactivité entre certains ciments et certains granulats donnant lieu à la formation de produits gonflants (gels ou produits cristallisés). Elle a été identifiée pour la première fois en 1940 dans une structure en béton en Californie. En France, il faut attendre la fin des années 1970 pour diagnostiquer la présence d’alcali-réaction au sein de quelques barrages, et ce n’est qu’à partir de 1986 que le phénomène a été identifié dans plusieurs ponts.

Il est admis que l’alcali-réaction se présente sous trois types : réaction alcali-silice, réaction alcali-silicate et réaction alcali-carbonate :

La réaction alcali-silice. La réaction alcali-silice est la plus fréquente des alcali-réactions. h

Elle peut impliquer diverses variétés de silice et créer des gels siliceux de différentes microstructures. Les mécanismes de réaction et d’expansion seraient sensiblement les mêmes pour toutes les variétés de silice ;

La réaction alcali-silicate. Sous ce vocable sont regroupées les réactions impliquant des h

silicates plutôt que de la silice. Ce serait notamment le cas de phyllosilicates du groupe des minéraux argileux gonflants ;

La réaction alcali-carbonate. Ce type de réaction est peu répandu. Elle concerne h

essentiellement les calcaires dolomitiques argileux. Cette réaction ne génère pas de gels siliceux mais semble aboutir à un gonflement de minéraux argileux, ce qui pourrait la classer comme réaction alcali-silicate.

Les dégradations consécutives à l’alcali-réaction peuvent apparaître de façons diverses suivant les structures examinées, et même suivant les différentes parties d’un même ouvrage. Il n’existe pas réellement de manifestations macroscopiques caractéristiques de l’alcali-réaction. Toutefois, la manifestation la plus visible est la fissuration du béton. Elle revêt différents aspects mais se présente le plus souvent sous la forme d’un réseau maillé, d’orientation anarchique ou suivant le ferraillage de la structure [2].

L’alcali-réaction de type alcali-silice engendre des produits amorphes (gels), microcristallins ou cristallisés de composition silico-calco-alcaline. On peut observer ces produits très caractéristiques d’une alcali-réaction au microscope électronique à balayage. Suivant les cas, les produits peuvent être localisés à proximité des granulats, dans les fissures et les pores de la pâte de ciment, dans les veines ou les plans de clivage des granulats, et parfois à la surface des bétons sous forme d’exsudats.

Trois conditions doivent être réunies pour que l’alcali-réaction se développe dans un béton : la présence d’un granulat potentiellement réactif, une concentration en alcalins élevée dans la solution intersticielle du béton (ceci se traduisant par un pH élevé) et des conditions d’humidité suffisamment élevées. La sévérité de la réaction alcali-silice dépend du degré de réactivité des granulats, mais aussi de leur granularité et de leur abondance dans le béton. De très nombreux granulats de types pétrographiques fort variés ont été reconnus comme réactifs. Ils peuvent comporter différentes variétés de silice réactive sous forme de silice amorphe, microcristallisée ou présentant un réseau cristallin perturbé. L’alcali-réaction est aussi liée au pH. Plus la solution intersticielle sera basique, plus la réaction


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sera favorisée. Enfin, un des facteurs principaux dont dépend le développement de l’alcali-réaction est l’humidité relative interne du béton. En fait, on considère que des conditions d’humidité relative d’au moins 80-85 % sont requises pour que l’alcali-réaction puisse générer des expansions délétères. Des recommandations pour éviter ce type de pathologie ont été publiées en 1994 [3].

2.1.2 La réaction sulfatique interne

La réaction sulfatique interne (RSI) est une réaction pathogène qui est due à la présence d’un hydrate expansif, l’ettringite, dont la formation dans un béton durci peut provoquer des contraintes importantes se traduisant par une expansion du béton.

A l’origine de ce phénomène, l’ettringite est aussi un produit normal de l’hydratation du ciment Portland. En effet, le ciment Portland est constitué d’un mélange de clinker et de

Photo 1. Gel mamelonné à texture craquelée résultant d’une réaction alcali-silice (grossissement x 1 000)

Photo 2. Rosettes constituées de microcristaux lamellaires résultant d’une réaction alcali-silice (grossissement x 2 000)

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gypse qui en contact avec de l’eau produit, entre autres, des silicates de calcium hydratés, de l’hydroxyde de calcium (ou portlandite) et de l’ettringite (tri-sulfo-aluminate de calcium hydraté). L’ettringite peut se former à différentes échéances dans une matrice cimentaire et présenter des faciès variés. De plus, l’origine des constituants entrant dans sa composition peut elle aussi changer. Cela se traduit par l’existence de plusieurs types d’ettringite. Pour uniformiser les termes employés, une désignation a été proposée en 2007 par l’Association française de Génie civil [4] et à laquelle nous nous rapportons. Trois types d’ettringite sont distingués :

l’ettringite de formation primaire h qui ne provoque pas d’expansion ;l’ettringite de formation secondaire h qui peut provoquer une expansion ;l’ettringite de formation différée h consécutive à une élévation de la température subie

par le béton au jeune âge, qui peut provoquer une expansion.

Lorsque l’hydratation du liant se produit à température ambiante, l’ettringite se forme au sein de la pâte de ciment sous la forme de fines aiguilles mêlées aux autres hydrates (photo 3) : c’est l’ettringite primaire. En réagissant avec les aluminates tricalciques, elle contrôle la cinétique d’hydratation du liant et permet de conserver une bonne maniabilité du béton frais.

L’ettringite secondaire se forme par apport tardif d’ions sulfates dans le béton. Il peut par exemple s’agir d’une attaque chimique par un environnement riche en sulfates (attaque dite externe). Les ions sulfates peuvent également être initialement présents dans le béton (par exemple, granulats incorporant des pyrites qui s’oxydent et libèrent des ions sulfates).

La formation différée de l’ettringite dans les bétons ne concerne que les éléments ayant subi un échauffement. Il s’agit des bétons coulés en place dont les dimensions, la formulation et les conditions de mise en œuvre ne permettent pas d’écouler suffisamment la chaleur libérée par l’hydratation du ciment (concept de pièces critiques...) [5]. Il s’agit aussi des bétons préfabriqués en usine auxquels on impose un cycle thermique excessif afin d’accélérer le durcissement. Il peut aussi s’agir de bétons qui subissent un échauffement tardif.

La formation de l’ettringite au cours de l’hydratation du liant est sensible à la température. Lorsque la température augmente, les concentrations en ions présents dans la porosité du béton, nécessaires pour faire précipiter l’ettringite, augmentent elles-aussi. Au-delà de 65°C, les conditions peuvent être réunies pour que les sulfates du gypse et du clinker ne participent pas à la formation d’ettringite primaire. Ces ions peuvent rester en solution, précipiter pour former un autre produit plus stable à cette température (le monosulfoaluminate de calcium

Photo 3. Fines aiguilles d’ettringite primaire (grossissement x 2 000)


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hydraté) ou être physiquement liés aux hydrates (silicates de calcium hydratés). Il se forme alors un système chimique thermodynamiquement instable à température ambiante et qui pourra alimenter un stock d’ions susceptibles de participer ultérieurement, dans une matrice durcie, à la formation d’ettringite, dite différée.

Dans le cadre d’une étude complète, l’identification de l’ettringite différée peut être effectuée par microscopie électronique à balayage. L’ettringite observée est dite massive. Elle se caractérise par son abondance et forme des veines au sein de la pâte de ciment ou de fins tapis entre les granulats et la matrice cimentaire (photo 4).

Par retour d’expérience, nous avons pu constater que les pièces d’ouvrage au sein desquelles une réaction sulfatique interne a pu être diagnostiquée sont exposées à un environnement humide ou à de l’eau liquide. L’eau et les capacités de transfert de l’eau dans le béton doivent jouer un rôle important dans le mécanisme réactionnel. Toutefois, l’état actuel des connaissances ne nous permet pas d’estimer un seuil d’hygrométrie en deçà duquel le risque peut être limité.

Le mécanisme de gonflement fait intervenir des paramètres liés aux constituants du béton, aux conditions d’hydratation et à l’environnement de l’élément en béton. Les constituants de l’ettringite (sulfate, aluminate, calcium, eau) et les éléments ayant un impact sur sa solubilité (les alcalins) jouent un rôle important dans ce phénomène en plus des caractéristiques de l’échauffement subi au jeune âge. Il est important de préciser que c’est une conjonction de facteurs qui peut provoquer l’apparition de ce phénomène ce qui explique la raison pour laquelle cette pathologie n’est apparue que dans un nombre de cas limité.

Les études réalisées sur la base de plans d’expériences factoriels montrent que le développement d’une RSI par formation différée d’ettringite dans un béton met en jeu des interactions fortes entre les différents facteurs impliqués dans le mécanisme. La plus importante de ces interactions a lieu entre la température atteinte au cours de l’échauffement et la teneur en alcalins du béton. Chacun de ces deux paramètres accentue l’effet de l’autre sur le risque de développement de la pathologie.

En ce qui concerne la formulation des bétons, des études montrent que des additions minérales (cendres volantes et laitier de haut fourneau) peuvent avoir un effet bénéfique et réduire le risque de gonflement du béton lorsqu’elles sont utilisées à plus de 20 % en

Photo 4. Ettringite différée formant un tapis entre la pâte de ciment et un granulat (grossissement x 800)

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substitution du ciment. L’impact de ces additions est double, il s’agit d’un effet de dilution (diminution du dosage en ciment) et d’un effet chimique en raison de leur impact sur la structure des hydrates formés (C-S-H) et de leur capacité de fixation des ions sulfate.

Les connaissances actuelles de cette pathologie ont été mises à profit pour établir les recommandations nationales pour prévenir ce type de pathologie [5]. Celles-ci font référence à des critères basés à la fois sur l’échauffement (la température maximale atteinte et la durée d’exposition), sur la formulation du béton (la teneur en sulfates et en aluminates du liant, le dosage en alcalins du béton, la présence d’additions minérales) et sur l’environnement de l’élément en béton (contact avec de l’eau, hygrométrie élevée).

Pour plus de précisions sur les différentes formes d’ettringite et les mécanismes physico-chimiques de la formation différée d’ettringite, le lecteur se reportera à l’annexe I des recommandations pour la prévention des désordres dus à la réaction sulfatique interne [5].

2.2 Le diagnostic d’éléments en béton atteints par une réaction de gonflement

Le guide d’aide à la gestion des ouvrages atteints de réaction de gonflement interne [1] structure la démarche à suivre lorsque ce type de pathologie est suspecté. La méthode est hiérarchisée et propose de mettre en œuvre des outils de suivi du ou des éléments en béton (distancemétrie, indice de fissuration) [6] afin de réserver les méthodes de diagnostic aux éléments en béton où une évolution du phénomène est constatée.

2.2.1 Les prélèvements in situ

Pour effectuer un diagnostic du béton, il convient de prélever des carottes dont le diamètre est de l’ordre de cinq fois le diamètre du plus gros granulat. Dans tous les cas, le diamètre de carottage doit être supérieur à trois fois le diamètre du plus gros granulat sans descendre en dessous de 70 mm. Le carottage doit permettre d’atteindre le béton ayant subi l’échauffement le plus important, i.e. à cœur, ce qui pour des pièces massives peut correspondre à des longueurs de carottes supérieures à un mètre. Cette longueur est à adapter en fonction des conditions de prélèvement. Cette étape est particulièrement importante puisqu’un prélèvement d’échantillons trop courts pourrait conduire à une erreur de diagnostic.

Il convient au préalable d’identifier précisément les zones de prélèvement dans l’ouvrage ou plus spécifiquement dans l’élément en béton ayant fait l’objet du suivi. Pour fiabiliser l’étude, il est important de disposer d’échantillons provenant de zones dégradées, mais aussi de zones a priori saines.

Il convient d’apporter une grande attention à la représentativité des carottes de béton prélevées pour réaliser cet essai. Le nombre de carottes et leur orientation fixeront le domaine d’étude et la fiabilité du pronostic. L’expansion d’un béton atteint par une réaction de gonflement interne est un phénomène volumique qui peut présenter une anisotropie. Dans la mesure du possible, le programme d’échantillonnage devra comporter des carottes prélevées horizontalement et verticalement afin d’apporter en fin d’essai un maximum de données pertinentes en vue d’évaluer l’impact du gonflement sur la structure. Enfin, compte tenu du rôle décisif joué par l’échauffement du béton dans le risque de développement de la RSI, il est nécessaire de ne pas se limiter au béton de parement en disposant de matériaux qui ont été exposés à un échauffement important au jeune âge. Les carottes prélevées pour atteindre ces zones sont généralement longues ce qui nécessite un matériel spécifique (carottier dont la longueur peut être supérieure à 1 mètre) et une prise en compte initiale de ces contraintes dans la définition des zones de prélèvement.

Lorsque l’élément en béton est exposé à des environnements plus ou moins humides, il est recommandé d’effectuer des carottages dans plusieurs zones. C’est le cas par exemple pour


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des piles de pont où des zones de marnage, des zones immergées et des zones aériennes peuvent être distinguées.

Le nombre d’échantillons dépendra des objectifs à atteindre. Il peut s’agir d’une identification de la pathologie, d’un diagnostic complet ou d’une étude globale visant également à caractériser l’impact de la pathologie sur l’élément en béton ou l’ouvrage. Un programme d’échantillonnage est proposé dans le tableau ci-après en fonction des objectifs visés.

Objectif Type d’essai Nombre d’échantillons Observations

Identification de la pathologie

Examens microscopiques

2 échantillons en zone dégradée

1 échantillon en zone a priori « saine »

Prévoir les deux carottes dans deux zones dégradées distinctes

Caractérisation du béton

Identification des constituants et reformulation

du béton

1 échantillon en zone dégradée

1 échantillon en zone « saine »

Moyennant des précautions lors de l’échantillonnage, ces essais peuvent

être réalisés sur les carottes réservées aux examens microscopiques

Caractérisation mécanique du béton

3 échantillons par zoneEssais classiques (module,

résistances...)

Expansion résiduelle

3 échantillons en zone dégradée

1 échantillon en zone saine

MLPC n° 44 [7] ou 67 [8] selon la pathologie, ces résultats sont des

données d’entrée pour évaluer l’impact de la pathologie sur la structure à l’aide

d’un modèle

Tableau 5. Exemple d’échantillonnage (à adapter à chaque ouvrage)

2.2.2 Les essais en laboratoire

L’identification de la pathologie peut être réalisée par des examens microscopiques sur des échantillons prélevés à plusieurs niveaux de profondeur dans la carotte. Cette répartition des échantillons permet entre autres de distinguer des phénomènes liés à une attaque chimique externe provoquée par l’environnement extérieur auquel est exposé le béton, de phénomènes internes où la pathologie peut se développer au cœur du béton.

Le test par fluorescence des ions uranyle (mlpc n° 36) [9] peut être proposé en vue d’identifier des zones susceptibles d’être atteintes par une réaction alcali-silice et de compléter l’échantillonnage par des prélèvements dans ces zones. Ce test donne des informations sur la présence et l’étendue d’une alcali-réaction. Il doit systématiquement être complété par des examens microscopiques et ne révèle pas la présence d’une réaction sulfatique interne.

Les examens microscopiques sont essentiellement basés sur des observations au microscope électronique à balayage. La microscopie optique en lames minces peut également compléter les observations au MEB. Elle apporte des informations sur la pétrographie des granulats et est particulièrement recommandée lorsqu’une alcali-réaction est suspectée.

Une caractérisation plus complète du béton peut être envisagée pour connaître l’origine des désordres et apporter des données susceptibles d’être utilisées pour l’évaluation de l’impact de la pathologie sur l’élément en béton ou sur la structure. Le programme expérimental peut se baser sur la mesure de la compacité du béton, une analyse minéralogique complète du béton et des examens microscopiques. Pour réaliser ce programme expérimental, il convient tout d’abord de scier les éprouvettes réservées aux mesures de la compacité

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afin d’éviter de les endommager. Le reste de la carotte est ensuite fendu ce qui facilite l’échantillonnage pour les examens et les analyses chimiques.

La détermination de la compacité du béton (masse volumique apparente et porosité accessible à l’eau) est effectuée par pesées hydrostatiques en appliquant la méthode d’essai recommandée par l’Association Française de Génie Civil [4]. Enfin, pour réduire l’incertitude de mesure, il est préférable d’effectuer cet essai sur trois échantillons.

L’analyse minéralogique du béton consiste à identifier et quantifier si possible l’ensemble des paramètres nécessaires à la caractérisation des constituants du béton (granulats, ciment, eau, constituants secondaires,..). Cette analyse se base sur la réalisation des essais suivants :

sélection et sciage d’un échantillon de béton ; h

broyage “ ménagé ” de l’échantillon sec à une granulométrie inférieure à 315 h μm ;mise en solution partielle de l’échantillon par une attaque à l’acide nitrique dilué au h

1/50ème ;analyse chimique complète de la fraction soluble ; h

analyses thermique différentielle et thermogravimétrique simultanées ; h

détermination des espèces minérales présentes par diffractométrie des rayons X ; h

examens de la microstructure au Microscope Electronique à Balayage. h

Les résultats de ces différentes investigations sont traités par itérations (par exemple à l’aide du programme “ MINERAUX ”) pour calculer la composition minéralogique quantitative des matériaux. Une méthode est décrite dans le rapport LPC n° 83 [11] et dans les annales de l’ITBTP série béton n° 417 [12]. Le calcul minéralogique transforme les données de l’analyse chimique centésimale en composition minéralogique quantitative. Ce calcul permet de déterminer la composition chimique élémentaire du ciment et son dosage dans le béton par deux méthodes indépendantes, d’une part, à l’aide d’une formule itérative dérivée de celle du CETIC (Centre d’Etudes Techniques de l’Industrie Cimentière) et, d’autre part, par un oxyde directeur (généralement la silice soluble). Enfin, ce calcul permet d’évaluer la teneur en granulats silicatés et calcaires utilisés pour formuler le béton.

La teneur en alcalins dans les bétons joue un rôle important dans les phénomènes de gonflement que ce soit l’alcali-réaction ou la réaction sulfatique interne. La totalité des alcalins du béton ne participe pas systématiquement au phénomène d’alcali-réaction. Seuls ceux qui sont capables de passer en solution à plus ou moins long terme participent à cette réaction. Ces alcalins sont nommés alcalins actifs. Les recommandations pour la prévention des désordres dus à l’alcali-réaction fixent les teneurs en alcalins actifs pour une formule de béton convenant à l’emploi de granulats potentiellement réactifs. En l’absence de données sur la dispersion des teneurs en alcalins, la valeur moyenne en alcalins actifs doit être inférieure à 3 kg/m3, et la valeur maximale en alcalins actifs doit rester inférieure à 3,3 kg/m3. Dans le cadre d’un diagnostic sur des éléments âgés où il est parfois difficile d’accéder aux formules de béton, la détermination de la teneur en alcalins solubles dans l’acide nitrique dilué au 1/50ème, ou solubilisés après une attaque à l’eau [10] permet d’évaluer cette teneur.

À partir des données qui auront pu être réunies par ces essais ou à l’aide de dossier d’archives, en les complétant par quelques caractéristiques de l’élément en béton étudié (dimension, conditions de cure, température extérieure au moment du coulage), il est possible d’effectuer une estimation de la température maximale atteinte dans le béton au jeune âge. Une méthode possible est celle décrite en annexe IV des recommandations nationales pour la prévention des désordres dus à la RSI [5].


13

2.3 L’étude des conséquences de la pathologie sur l’élément en béton dans la structure

Lorsqu’une réaction de gonflement est identifiée, une étude des conséquences du développement de cette pathologie sur l’élément dans la structure peut être envisagée. La méthodologie distingue deux types d’ouvrages pour lesquels cette étude est nécessaire :

les ouvrages dont la ou les pièces endommagées sont situées dans une zone vitale pour h

la structure ou la sécurité des usagers ;les ouvrages dont le suivi in situ a montré une évolution importante des gonflements h

(voir critères du guide LCPC [1]).

Le diagnostic est basé sur la détermination du potentiel de gonflement résiduel des bétons. Ces données sont complétées par des essais de caractérisation mécaniques, utilisées ensuite comme données d’entrée dans les modèles numériques. Ces modèles permettent d’évaluer l’impact de l’évolution de la pathologie sur le comportement, l’aptitude au service et la sécurité de la structure.

2.3.1 Détermination du potentiel de gonflement résiduel

Il existe actuellement deux méthodes d’essai pour évaluer le potentiel de gonflement résiduel des bétons, chacune ayant été développée pour caractériser l’ampleur, soit d’une alcali-réaction (mlpc n° 44) [7], soit d’une RSI (mlpc n° 67) [8].

La méthode d’essai des LPC n° 44

La méthode d’essai des LPC n° 44 [7] permet d’évaluer le potentiel de gonflement résiduel d’éprouvettes de béton prélevées par carottage dans un élément en béton atteint ou susceptible d’être atteint d’alcali-réaction. Elle consiste à équiper une carotte de plots de mesure extensométrique et à suivre pendant un an l’évolution de la longueur de la carotte stockée en ambiance saturée en humidité dans un conteneur, lui même placé dans un réacteur maintenu à 38°C. Après un an de suivi, les éprouvettes sont placées dans une enceinte à 105°C pour mesurer le retrait total de dessiccation.

Pour diminuer l’impact des conditions environnementales auxquelles a été exposé l’élément en béton carotté, il est préférable d’effectuer les essais sur des éprouvettes au moins distantes de 5 cm du parement.

Les résultats sont présentés sous la forme de courbes où trois phases sont distinguées : une phase « a » de 8 semaines représentant la reprise d’eau, une phase « b » de 44 semaines permettant de quantifier une éventuelle expansion liée au développement de l’alcali-réaction et une phase « c » correspondant au retrait mesuré lors du séchage. La méthode donne des critères de qualification de l’expansion résiduelle en fonction de l’expansion mesurée pendant la phase « b ». Ces critères sont rapportés ci-après :

Valeur Qualification

< 100 μm/m Négligeable

100 à 500 μm/m Modérée

> 500 μm/m Importante

Tableau 6. Critères de qualification des expansions résiduelles

La méthode d’essai des LPC n° 67

Cette méthode [8] permet d’évaluer en laboratoire le potentiel de gonflement d’un béton vis-à-vis de la réaction sulfatique interne.

Après avoir défini les zones de prélèvement, un carottage est effectué de manière à atteindre le béton susceptible d’avoir été exposé à un échauffement important au jeune

14

âge. Chaque carotte obtenue est ensuite sciée afin d’obtenir une éprouvette de 150 mm à 200 mm de longueur en privilégiant les zones les plus à cœur. Les éprouvettes sont équipées de plots de mesure extensométrique de manière à suivre leur gonflement longitudinal au cours du temps. Le gonflement libre des éprouvettes immergées dans de l’eau à 20 ± 2°C est ainsi caractérisé au moins pendant un an et jusqu’à ce que les variations dimensionnelles soient jugées stables. À la fin de l’essai, une confirmation de l’origine du gonflement par des examens microscopiques au MEB est effectuée. Le suivi de la masse et du module d’élasticité dynamique au cours de l’essai ainsi que la détermination de la résistance à la compression du béton en fin d’essai peuvent compléter le programme expérimental.

Les courbes de gonflement libre obtenues en fin d’essai permettent d’évaluer le risque de gonflement résiduel des éléments en béton carottés. Lorsqu’un gonflement est mesuré, ces résultats complètent les données d’entrée pour modéliser l’impact de la pathologie sur la structure par le module RGIB du logiciel CESAR LCPC. Les gonflements résiduels des zones dégradées peuvent ne pas être significatifs si la réaction est arrivée à son terme, d’où l’importance de prélever des carottes en zone saine où le potentiel de gonflement résiduel peut être encore important.

Un exemple est donné dans la figure ci-après. Il s’agit d’un chevêtre où la pathologie se développe avec une certaine hétérogénéité en fonction de la présence d’eau et d’une pile ne présentant pas de symptômes liés à une réaction de gonflement. Cette dernière, formulée avec le même béton, a moins chauffé au jeune âge pour des raisons de géométrie qui a favorisé les déperditions de chaleur. Il convient de se reporter au guide LCPC [5] pour connaître l’influence de la température au jeune âge sur le développement de la RSI.

Figure 7. Exemple - Essai d’expansion résiduelle selon la méthode des lPC n° 67

D’après ces résultats, nous observons que la zone très fissurée du chevêtre a atteint le palier de gonflement sur site puisqu’aucun gonflement n’est mesuré en laboratoire sur l’éprouvette prélevée dans cette zone alors que les zones peu fissurées ont un potentiel de réactivité important qui peut se développer à long terme.

2.3.2 Les modules de calcul développés sous le logiciel CESAR du LCPC

Un module, intitulé ALKA, a été initialement développé dans le logiciel de calcul par éléments finis CESAR-LCPC [13] pour simuler le comportement des structures en béton atteintes d’alcali-réaction. Ce module a ensuite été étendu au cas des ouvrages souffrant de


15

réaction sulfatique interne [14], et il a pris le nom de RGIB (pour réactions de gonflement interne des bétons).

2.3.2.1 Modélisation de l’alcali-réaction

L’influence de l’alcali-réaction sur le comportement du matériau béton se traduit de deux façons :

développement d’un terme expansif s’ajoutant aux déformations du matériau, évoluant h

au cours du temps en fonction des facteurs physico-chimiques qui gouvernent l’avancée de l’alcali-réaction ;

dégradation de la rigidité du matériau couplée au développement de l’expansion h

d’origine chimique.

Plusieurs données sont nécessaires pour paramétrer le modèle numérique représentant l’influence de l’alcali-réaction :

des courbes d’expansion résiduelle (obtenues par la méthode LPC n° 44 [7]) tirées de h

carottes extraites de l’ouvrage considéré ;des données issues de la surveillance de l’ouvrage (évolution de l’indice de fissuration h

selon la méthode LPC n° 47 [15], distancemétrie, clinométrie...) [6] ;les conditions thermo-hydriques régnant dans la structure ainsi que dans son h

environnement immédiat ;les caractéristiques mécaniques du béton. h

L’ensemble de ces données est utilisé pour ajuster les lois de comportement des matériaux de la structure et les conditions aux limites de calcul (par exemple l’humidité relative). En particulier, l’utilisation des données issues de la surveillance est indispensable pour compléter le modèle de gonflement chimique (annexe 4 du guide LCPC) [1], celui-ci ne pouvant pas être entièrement déterminé par les seules courbes d’expansion résiduelle.

Le modèle ajusté permet de représenter l’évolution du comportement de la structure depuis sa construction jusqu’à la période actuelle, permettant ainsi d’évaluer les déplacements et les déformations imputables à la pathologie, mais aussi les contraintes générées par les gonflements gênés (en particulier au niveau des armatures) ou encore les redistributions d’effort.

C’est l’utilisation de ce même procédé, mais en prolongeant la simulation au-delà de la période actuelle, que l’on peut réaliser un pronostic de la structure, et évaluer l’impact de différentes techniques de traitement.

En dehors du modèle implanté dans CESAR-LCPC, il existe d’autres outils numériques développés pour le re-calcul des structures atteintes d’alcali-réaction.

2.3.2.2 Modélisation de la réaction sulfatique interne

Le module RGIB permet aussi de simuler le comportement des structures en béton atteintes de RSI (il faut cependant faire remarquer qu’il n’existe pas à l’heure actuelle de modèle numérique pour un béton dans lequel les deux réactions seraient simultanément à l’œuvre). La méthode utilisée est à peu de choses près la même que celle développée pour les ouvrages où siège de l’alcali-réaction. Dans les données nécessaires au paramétrage des modèles, on notera cependant les deux différences majeures suivantes :

les courbes d’expansion résiduelle sont obtenues en utilisant la méthode LPC n° 67 [8] ; h

le rôle primordial joué par l’histoire thermique au jeune âge dans le développement de h

la RSI rend nécessaire un calcul préliminaire, simulant les interactions thermo-chimiques au sein de la structure dans les heures qui suivent le début du coulage (ce calcul peut être réalisé à l’aide du module TEXO de CESAR-LCPC ; outre la connaissance des phasages et des conditions thermiques durant le coulage, il nécessite le résultat d’un essai QAB [16] ou de données calorimétriques (pour caractériser le matériau).

16

Contrairement à l’alcali-réaction qui a bénéficié d’autres travaux de développement numérique, le modèle dédié à la RSI implanté dans RGIB est, à notre connaissance, le seul existant dans sa catégorie.

Les détails du modèle ainsi que les informations nécessaires à son utilisation sont présentés dans l’annexe 2 du présent document et dans la thèse consacrée à son développement [17].

3. Méthode de choix du traitement d’un ouvrage atteint de RGI

Cette méthode est une aide dans le choix d’une méthode de traitement d’un ouvrage atteint de gonflement interne. La méthode ne peut en aucun cas se substituer au recours à un expert.

Dans l’application de cette méthode, il convient de bien différentier les termes suivants :Ouvrage : on désigne par le terme « ouvrage » l’ensemble d’une construction, propriété du h

maître d’ouvrage, qui remplit une fonction principale (franchissement routier ou ferroviaire, soutènement, barrage...) et d’éventuelles fonctions secondaires (support de réseaux...) ;

Structure : on désigne par le terme « structure » un assemblage d’éléments structuraux h

permettant le transfert jusqu’au sol des différentes charges appliquées à la construction. La structure permet d’assurer la stabilité et la résistance de la construction vis-à-vis de conditions d’exploitation données ;

Élément : on désigne par le terme « élément » une partie de l’ouvrage. Les éléments peuvent h

être structuraux (par lesquels transitent des charges) ou non structuraux (équipements ou éléments de protection).

3.1 Contexte

Cette méthode vient en complément de la méthodologie de suivi des ouvrages atteints de pathologie de gonflement interne du béton développée dans le guide LCPC [1]. Elle se veut applicable aux cas d’Alcali-réaction (AR) comme aux cas de Réaction Sulfatique Interne (RSI).

Elle suppose une bonne connaissance de l’ouvrage, de son état de fissuration, de la gravité prévisible de la pathologie (amplitude attendue du gonflement du béton au niveau local et global, conséquences du gonflement des éléments atteints sur la structure...) et de l’avancement de la réaction de gonflement. Tous ces paramètres ont été observés lors des visites et du suivi de l’ouvrage, par la campagne d’instrumentation (indice de fissuration, distancemétrie...), les investigations complémentaires (carottages et essais d’expansion résiduelle, reproduction du béton et du cycle de bétonnage...) et éventuellement la modélisation numérique prédictive de l’élément atteint et de la structure.

Toutes ces données ont été capitalisées selon le logigramme décisionnel présenté en annexe 1 du guide cité précédemment [1] et sont synthétisées dans une fiche de suivi dont des exemples sont donnés en annexe 1 du même document [1].

Ces éléments, complétés par une analyse de l’importance stratégique de l’ouvrage (intensité du trafic, contraintes d’exploitation, possibilité de limitation en tonnage, itinéraire de substitution...), définissent le contexte de l’ouvrage.

Deux cas de figure peuvent se présenter à ce stade de suivi de l’ouvrage :la réaction, quelle que soit sa sévérité, est arrêtée, h

la réaction est encore active. h


17

Dans le premier cas, la situation est stabilisée et il convient de mettre en œuvre (si nécessaire) une réparation de l’ouvrage qui lui restitue son aptitude au service et garantisse la pérennité souhaitée.

Dans le second cas, la situation est évolutive, et le choix du traitement à mettre en œuvre dépend d’un nombre important de paramètres (potentiel de gonflement résiduel, environnement climatique des éléments atteints, susceptibilité de la structure vis-à-vis du gonflement de ces éléments, impact socio-économique d’une inaptitude au service partielle ou totale de l’ouvrage...). Cette situation complexe dont l’évolution est incertaine nécessite la mise en œuvre d’une méthode rationnelle pour choisir le(s) traitement(s) le(s) plus approprié(s).

3.2 Traitement des ouvrages dont la réaction est arrêtée

La situation est stabilisée et s’apparente au traitement d’un ouvrage dont certains éléments sont endommagés (vieillissement des matériaux, choc, séisme...) auquel on veut rendre toute ou partie de son aptitude au service et de sa durabilité.

Selon l’état de fissuration dans lequel sont les éléments atteints, il sera nécessaire de mener une étude de portance en configuration dégradée afin de justifier un éventuel renforcement local ou global de la structure. Dans tous les cas, un traitement de la fissuration sera nécessaire pour garantir une bonne durabilité de la structure.

3.3 Méthode de choix de traitement des ouvrages dont la réaction de gonflement est encore active

La méthode de traitement des ouvrages dont l’état de gonflement est évolutif est inspirée des méthodes d’analyse des risques.

On peut définir le développement du gonflement interne comme étant l’aléa. La manifestation de cet aléa va dépendre du potentiel de gonflement résiduel et de l’environnement climatique de l’élément.

La vulnérabilité de la structure vis-à-vis de cet aléa caractérise la sensibilité de la structure par rapport au phénomène de gonflement à venir de l’élément atteint.

La criticité est issue du croisement entre l’aléa et la vulnérabilité. Criticité = Aléa x Vulnérabilité.

L’enjeu est lié aux conséquences, au sens large, de l’aléa arrivé à son terme. L’enjeu peut être technique, économique, social...

Les niveaux de traitement sont issues d’un croisement entre la criticité et l’enjeu.

Niveau de traitement = Criticité x Enjeu.

Une fois le niveau de traitement déterminé, le maître d’œuvre peut alors choisir, parmi un panel de solutions (de protections et renforcements, voire de remplacements) indiquées pour le niveau de traitement défini, celles qui sont le plus indiquées pour la situation de l’ouvrage, en prenant en compte l’état de fissuration au moment du traitement.

La méthode est déclinée dans deux logigrammes correspondant au niveau de fissuration initiale. La limite entre ces niveaux est définie en cohérence avec le guide LCPC [1], à savoir : l’indice de fissuration IF0 à comparer au seuil de 1 mm/m et l’ouverture d’une fissure isolée f0 à comparer à 0,5 ou 1,5 mm. On obtient ainsi les niveaux « fissuration faible ou nulle » et « fissuration significative ou importante ».

Ces ouvertures de fissures sont adaptées au cas des éléments de structure en béton armé. Les niveaux de fissuration pourront être bien supérieurs dans le cas du béton non armé et très inférieurs dans le cas de béton précontraint.

18

3.3.1 Aléa

L’aléa correspond pour la méthode au développement futur du gonflement. Il est estimé à partir des essais d’expansion résiduelle, selon les méthodes d’essai LPC n° 66 [18] ou n° 67 [8] pour la RSI ou la méthode LPC n° 44 [7] pour l’AR, réalisés soit sur éprouvettes carottées sur l’élément considéré, soit reconstituées à partir des éléments du dossier d’ouvrage (composition de béton, type de ciment, histoire thermique au jeune âge...). La présence d’eau au contact de l’élément atteint et les conditions favorables de pénétration à cœur (stagnation, fissuration...) peuvent avoir une influence sur la cinétique de gonflement et donc sur cet aléa.

L’importance de l’aléa sera déterminée en fonction des seuils (voir § 4.3) des essais pratiqués et aggravée par la présence d’eau.

3.3.2 Vulnérabilité

La vulnérabilité de la structure vis-à-vis de cet aléa traduit la gravité des dégâts engendrés dans la structure et leur influence sur la sécurité, l’aptitude au service et la durabilité de l’ouvrage. La vulnérabilité se détermine, en fonction de l’élément atteint et de la conception de la structure soit par une analyse qualitative simplifiée (dans les cas très simples), soit par utilisation d’un modèle numérique intégrant les couplages chimico-mécaniques de la RSI.

L’état de la structure au moment de l’étude doit être pris en compte (en complément de l’aléa qui a été précédemment déterminé) et peut servir au calage du modèle numérique utilisé.

La vulnérabilité n’a pas systématiquement de lien direct avec le rôle structurel de l’élément atteint dans l’ouvrage. En effet, un élément porteur massif (pile largement dimensionnée par exemple) dont seule la périphérie est atteinte de fissuration ne perdra pas forcément ses capacités de portance, alors qu’un élément transversal, a priori peu sollicité, peut compromettre, de par son gonflement, l’équilibre global d’une structure.

La vulnérabilité est traduite par le classement de l’élément atteint dans une catégorie d’éléments, selon que son gonflement :

n’a aucune influence sur la sécurité, l’aptitude au service ni sur la durabilité de la h

structure,n’a d’influence que sur la durabilité de la structure, sans mettre en jeu l’aptitude au h

service ni la sécurité,a une influence sur l’aptitude au service sans compromettre la sécurité, h

a une influence sur la sécurité de la structure. h

La définition des niveaux de vulnérabilité est donnée page suivante (fig. 8).

3.3.3 Criticité

La criticité de la structure dépend à la fois de l’ampleur de l’aléa (seuils définis pour chaque type de réaction à partir des essais d’expansion résiduelle respectifs) et de la vulnérabilité de la structure vis-à-vis du gonflement de l’élément atteint (dont de l’état prévisionnel à terme).

Les seuils de potentiels de gonflement résiduel sont fixés de la manière suivante (tab. 9) :

NOTA : La méthode d’essai LPC n° 44 [7] décrit une phase « a » de 8 semaines correspondant à la reprise en eau de l’éprouvette carottée. Lors de la mise en œuvre de la présente méthode de choix de traitement, pour que les seuils soient cohérents entre les deux méthodes (LPC n° 44 [7] pour la l’AR et LPC n° 67 [8] pour la RSI), les gonflements se produisant durant la phase « a » (pour l’AR) doivent être intégrés aux résultats d’expansion résiduelle, en dérogation à la méthode LPC n° 44 [7].


19

On peut alors définir la criticité de la structure par le tableau suivant :

Aléa

Vulnérabilité

Potentiel faibleEnvironnement

sec

Potentiel faibleEnvironnement

humide

Potentiel fortEnvironnement

sec

Potentiel fortEnvironnement

humide

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V2 C0 C1 C1 C2

V3 C1 C2 C2 C3

V4 C1 C2 C3 C4

Tableau 10. Niveaux de criticité

C0 : impact très faible de l’aléa sur la structure, h

C1 : impact faible de l’aléa sur la structure, h

Figure 8. Vulnérabilité de la structure vis-à-vis du gonflement d’un élément

Seuils Potentiel négligeable Potentiel faible Potentiel fort

Réaction sulfatique interne (RSI)

ouAlcali-réaction

(AR - y.c. reprise en eau des éprouvettes)

Allongement < 0,04 %à 12 mois

0,04 % ≤ Allongement ≤ 0,12 %à 12 mois

Allongement > 0,12 %à 12 mois

Tableau 9. Seuils de potentiels de gonflement résiduel

20

C2 : impact moyen de l’aléa sur la structure, h

C3 : impact fort de l’aléa sur la structure, h

C4 : impact très fort de l’aléa sur la structure. h

3.3.4 Enjeux

En fonction de l’importance stratégique de l’ouvrage (intensité du trafic, contraintes d’exploitation, possibilité de limitation en tonnage, itinéraire de substitution, durée de vie attendue, valeur patrimoniale,...), le maître d’ouvrage doit préciser ses attentes et/ou exigences vis-à-vis de la durabilité, l’aptitude au service et de la sécurité d’un ouvrage. Ce n’est donc pas forcément l’importance en terme de taille ou de coût que va traduire ce paramètre, mais plutôt le caractère indispensable, utile ou accessoire de l’ouvrage dans son contexte. Il est de la responsabilité du maître d’ouvrage de définir ses objectifs de maintien de l’aptitude au service immédiate, à moyen et long termes de l’ouvrage, éventuellement en concertation avec l’exploitant et le gestionnaire.

Quatre niveaux d’enjeux sont définis :E0 : ouvrage à enjeux faibles, h

E1 : ouvrage à enjeux modérés, h

E2 : ouvrage à enjeux importants, h

E3 : ouvrage stratégique indispensable. h

Le niveau d’enjeux interviendra dans le choix des traitements à mettre en œuvre, mais également dans les modalités d’intervention sur l’ouvrage (coupures de circulation,...).

A défaut de méthode propre au maître d’ouvrage pour déterminer les enjeux, des méthodes sont proposées dans le rapport du SETRA de 2008 [19].

3.3.5 Niveaux de traitement

Pour simplifier la conception et l’utilisation des logigrammes de choix des solutions de traitement, les paramètres de criticité de la structure et les niveaux d’enjeux du maître d’ouvrage sont croisés pour définir un niveau de traitement à mettre en œuvre pour les éléments atteints. Ce niveau de traitement correspond à la classe de risque de l’ouvrage vis-à-vis de l’aléa. En effet, ces deux paramètres sont du même ordre et qualifient l’importance d’appliquer un traitement lourd et efficace, pour des raisons techniques (criticité de la structure) ou fonctionnelles (enjeux).

Les niveaux de traitement sont ainsi déterminés :

Niveau de traitement

C0 C1 C2 C3 C4

E0 N0 N0 N1 N1 N2

E1 N0 N1 N1 N2 N3

E2 N1 N1 N2 N2 N3

E3 N1 N2 N2 N3 N3

Tableau 11. Niveaux de traitement

Définition des différents niveaux de traitement :N0 : aucune intervention ou intervention légère et locale sur les éléments atteints, h

N1 : intervention légère ou locale visant à maintenir une durabilité correcte de l’ouvrage, h

N2 : intervention curative ou préventive contre la perte d’aptitude au service et/ou de h

durabilité,


21

N3 : intervention lourde contre la perte d’aptitude au service et/ou mise en place de h

moyens de substitution temporaire ou définitive de l’ouvrage si besoin. Une intervention urgente de mise en sécurité peut également être nécessaire.

3.3.6 Choix du traitement

Les logigrammes décisionnels sont élaborés en fonction de l’état des éléments endommagés avant traitement (niveau de fissuration et état des armatures passives) et du niveau de traitement adapté à l’ouvrage.

Les logigrammes permettent d’aboutir à un large choix de traitements des éléments endommagés, qui va d’un non traitement à la démolition/reconstruction partielle ou totale de la structure. Le panel de solutions envisageables est synthétisé dans le diagramme ci-dessous :

Figure 12. Familles de solutions de traitements pour OA atteints de RGI

Dans chaque logigramme, un code permet d’identifier l’opportunité et l’intérêt de mettre en œuvre chacune des familles de solutions listées. Chaque ouvrage est unique, les logigrammes ne constituent qu’une aide dans le choix des solutions de traitements envisageables, ils ne dispensent en aucun cas le maître d’œuvre de conduire sa propre réflexion pour traiter la structure et pour choisir la ou les solutions les plus adaptées parmi le panel proposé lors de la lecture du logigramme.

Code d’opportunité ou d’intérêt de la solution :X : intérêt possible selon les situations h

XX : traitement opportun h

XXX : traitement tout à fait approprié h

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4. Les méthodes de protection et réparation

4.1 Description des différents traitements envisageables

Il n’existe actuellement aucune méthodologie de traitement suffisamment efficace pour réparer de manière durable les structures endommagées par les réactions de gonflement interne du béton, ni même pour arrêter l’évolution des désordres. Tant que les constituants nécessaires au développement et à la poursuite des réactions chimiques sont présents en quantité suffisante au sein de la structure, il apparaît en effet un peu illusoire d’arrêter ce type de réaction, qui développe des efforts considérables de gonflement en comparaison aux efforts mécaniques induits par des causes plus classiques. La prévention reste véritablement la meilleure arme pour se prémunir contre ce type de pathologies.

Néanmoins, des solutions peuvent être envisagées pour les ouvrages atteints de manière à :

protéger les usagers, les tiers, le reste de la structure ou la partie atteinte de l’ouvrage, h

retarder le début de la réaction ou ralentir sa progression, h

diminuer les effets de la pathologie, h

remettre en état l’ouvrage en fin de réaction. h

Ces solutions sont éventuellement complémentaires.

Les paragraphes qui suivent décrivent les solutions qui peuvent contribuer, non pas à guérir l’ouvrage, mais à prolonger sa durée de vie, préserver son aptitude au service et garantir la sécurité des usagers et tiers. Les effets indésirables des solutions seront également abordés le cas échéant.

4.1.1 Protection des personnes et de l’ouvrage

La première préoccupation du maître d’ouvrage doit rester en toute circonstance la sécurité des personnes, puis des biens.

4.1.1.1 Balisage et/ou pose de filets

Si les gonflements liés à la pathologie engendrent le détachement de certaines parties en béton et leur chute dans des zones de circulation (piétons ou autres), les premières mesures doivent être prises de manière à protéger les personnes.

Les solutions consistent soit à interdire l’accès des zones dangereuses aux personnes (balisage, clôture...), soit à empêcher les chutes de béton.

Les dispositifs mis en œuvre doivent être choisis et dimensionnés en fonction des risques identifiés lors du diagnostic (taille et quantité des blocs susceptibles de se détacher). Le maillage et la résistance, éventuellement la périodicité de la purge des dispositifs seront déterminés en conséquence.

Les dispositifs doivent faire l’objet de visites de contrôle de manière à vérifier leur état.

4.1.1.2 Étaiement de l’ouvrage

Dans les cas où la portance de la structure se trouve affectée par le gonflement de certains de ses éléments, il peut être nécessaire d’étayer provisoirement la structure de manière à maintenir le niveau de service sur et/ou sous l’ouvrage. Cette mesure peut être accompagnée d’une limitation de tonnage de la voie portée et peut parfois engendrer la fermeture de l’infrastructure franchie.

Une telle mesure ne peut être prise qu’en concertation avec les exploitants des différentes infrastructures concernées.


25

4.1.1.3 Fermeture de l’ouvrage à la circulation (voies portées et voies franchies)

Dans les cas où la sécurité des personnes ne peut pas être assurée par un autre moyen, l’ouvrage doit être fermé à la circulation en attendant la mise en œuvre d’une opération de réparation ou de renforcement.

4.1.1.4 Protection de la structure par coque en béton indépendante

Dans le cas d’une structure en béton non armé, le maillage de fissuration du béton en surface de l’élément, dont les fissures peuvent atteindre des ouvertures de l’ordre du centimètre, rend la structure sensible à l’érosion par arrachage de blocs. C’est particulièrement le cas des éléments situés en zone de marnage (piles en rivière, mur de quai...) soumis à l’action hydraulique de l’écoulement ou de la houle, aux chocs de corps flottants...

Dans le cas où la portance de l’élément reste suffisante et qu’aucun renforcement n’est nécessaire, une protection mécanique contre l’érosion peut être constituée par une coque en béton dimensionnée vis-à-vis des chocs et de l’action hydraulique. La coque peut être soit totalement désolidarisée de l’élément et permettre la libre expansion de l’élément si les gonflements résiduels ne mettent pas en jeu son aptitude au service, soit être coulée au contact de l’élément et remplir également un rôle de confinement de l’élément pour s’opposer aux gonflements résiduels.

(Voir l’exemple du pont de Gevry en annexe 1, mise en place de coques indépendantes autour des piles).

4.1.2 Limitation des réactions

Une première famille de traitements consiste à limiter les ingrédients de la réaction en agissant sur la quantité d’eau libre au sein du béton (AR et RSI) et sur la quantité d’alcalins en solution (pour l’AR uniquement).

4.1.2.1 Limitation des arrivées d’eau

Limiter la pénétration de l’eau et des sels constitue la procédure habituelle pour améliorer la durabilité de structures en béton, en particulier dans le cas des ponts et des chaussées. Ces exigences sont particulièrement fondamentales dans le cas des réactions de gonflement interne.

Diminuer l’humidité est préférable pour la structure. 80 % d’humidité relative ambiante constitue la valeur communément admise en deçà de laquelle l’expansion devient faible. Une valeur de 85 % d’humidité relative est néanmoins acceptable. Il faut cependant signaler que cette valeur dépend de la température. A titre d’exemple, la valeur d’humidité relative à prendre en compte à 40°C devrait être 70 %, et non pas 80 %.

Les parties d’ouvrages telles que les culées, piles, chevêtres, tabliers et trottoirs peuvent être sujettes à des stagnations d’eau, ce qui amplifie les réactions de gonflement interne. Il est donc fortement recommandé de drainer l’eau en dehors de la structure pour diminuer le taux d’expansion. Il s’agit d’une solution simple et habituellement à faible coût.

Pour des structures massives telles que les barrages ou les réservoirs, le drainage est plus complexe car il nécessite de forer des trous près de la face en contact avec l’eau. Pour les barrages, l’objectif premier du drainage est, en plus de limiter la disponibilité de l’eau pour alimenter les réactions, de diminuer les pressions internes et d’améliorer la sécurité de la structure.

Une attention particulière doit être portée à la nécessité d’éviter les venues d’eau dans les réservations destinées aux réseaux techniques (dans les trottoirs ou le long des bordures de trottoirs…).

Il est également possible de placer une membrane d’étanchéité lorsque celle-ci est absente ou de la remplacer si elle est en mauvais état, de manière à éviter les entrées d’eau à

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l’intérieur du béton. Cette solution se décline soit en un bardage, soit en un revêtement intégral « étanche ».

Les revêtements de type « bardage » sont des protections à base d’acier ou de plastique conçues pour protéger une structure de la pluie. Un revêtement ventilé maintien un espace avec la structure de manière à contrôler l’humidité, éviter la condensation de l’eau et favoriser le séchage. De plus, le vide d’air existant entre le revêtement et les parements de la structure permet de générer des circulations d’air pouvant contribuer à diminuer le taux d’humidité contenue dans la structure en béton et donc ralentir l’avancement de la réaction.

Dans le cas d’un revêtement intégral, l’attention doit être attirée sur le fait qu’il peut exister des déformations différentielles entre le béton affecté et le revêtement lui-même lorsque ce dernier est fixé directement sur la structure. Il faut donc être vigilant dans le choix des produits appliqués de manière à mettre en œuvre un revêtement qui accepte les déformations ultérieures du béton, voire une fissuration qui peut être conséquente.

Le choix d’un revêtement intégral doit se faire de manière à présenter un bon compromis entre l’imperméabilité à l’eau (protection contre la pénétration d’eau extérieure dans la structure) et la perméabilité à la vapeur d’eau (qui permet le séchage du béton revêtu lors des périodes sèches).

L’application d’un revêtement mince (type peintures) sur des structures de génie civil en béton constitue la méthode la plus simple d’application d’un revêtement. L’épaisseur totale de ce type de système est plutôt faible (200 à 300 microns au maximum). Parmi les produits disponibles, les peintures époxydes semblent être les plus adaptées à cet usage.

Les expérimentations menées en laboratoire (voir les annexes 4 et 5) montrent que ce type de revêtement n’est d’aucune efficacité pour les structures totalement immergées.

Des essais sont en cours pour déterminer si des résultats plus positifs peuvent être obtenus pour des structures en ambiance humide.

L’application d’un revêtement étanche, ayant généralement une épaisseur significative (quelques millimètres), constitue une autre méthode de protection.

Comme évoqué ci-avant, un élément essentiel au choix des revêtements est leur capacité à suivre les gonflements ultérieurs de la structure, aussi bien que leur aptitude à avoir une élasticité et une résistance suffisantes à l’emplacement des fissures de manière à pouvoir suivre leur évolution. La mise en place d’un revêtement étanche peut conduire à de bons résultats à condition d’utiliser des systèmes suffisamment étanches installés correctement pendant des conditions climatiques favorables (période sèche). Les différents types de revêtements envisageables sont les résines acryliques, polyuréthanes, bitumineuses ou à base de polymères réactifs et les liants hydrauliques modifiés armés ou non.

S’il est effectué correctement, ce procédé peut en théorie être efficace pour diminuer l’humidité et le taux d’expansion. Il n’intéresse cependant que les parements de la structure. Les essais réalisés en laboratoire ont conclu à une modification de la cinétique des gonflements (voir § 2.3.1 et annexe 4) dont la transposition à l’échelle réelle d’un ouvrage est difficilement appréciable. Cependant, les conditions très sévères de ces essais laissent penser que les traitements réalisés en ambiance réelle devraient présenter quelques résultats satisfaisants.

L’application de revêtement ou de membrane peut aussi être utilisée dans le cas des barrages pour limiter les sous-pressions augmentées par la fissuration du béton et la pénétration d’eau.

Les enduits traditionnels épais (15 à 20 mm) à base de liants hydraulique ou aérien ne présentent pas une étanchéité suffisante pour en attendre quelque résultat que ce soit.

L’inconvénient de telles solutions réside dans le fait que les revêtements et bardages peuvent masquer l’évolution des désordres et qu’elles modifient l’esthétique de la structure, bien qu’elles soient généralement conçues pour l’améliorer.


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Les bardages doivent être conçus de manière à permettre un suivi géométrique de la structure (distancemétrie...). Dans la mesure du possible, on privilégiera des solutions démontables.

Pour plus d’information sur le choix, la spécification et la mise en œuvre des produits, le lecteur pourra se reporter aux guides du LCPC [20], du SETRA [21] et du STRRES [22] consacrés à la protection des bétons.

4.1.2.2 Assèchement du béton

Le séchage peut être forcé (par exemple : séchage actif) ou naturel (par exemple, quand une protection est posée avec lame d’air interposée).

Mais un séchage est-il vraiment réalisable ? C’est peut-être le cas pour des parties d’ouvrage fines et facilement accessibles mais certainement pas pour des structures massives telles que les barrages, ni pour des parties d’ouvrage en contact avec l’eau ou le sol telles que les fondations. Il faut également remarquer que ces parties d’ouvrage immergées sont susceptibles d’être soumises à une migration des alcalins.

Sous certaines conditions, dans le cas de structures atteintes d’AR, un séchage actif peut même avoir pour effet d’accélérer la réaction en introduisant un gradient d’humidité à l’intérieur de la structure et en concentrant les alcalins dans les zones où il reste de l’eau.

Dans tous les cas, l’efficacité du séchage dépend de la vitesse de transfert de l’eau à l’intérieur de la structure et donc de la perméabilité du béton.

Cette solution peut poser des problèmes d’ordres technique (mise en œuvre et maintenance) et financier. Elle n’est généralement pas adaptée aux ouvrages de franchissement de faibles dimensions.

4.1.2.3 Carbonatation (AR uniquement)

Elle vise à carbonater la chaux du béton, l’empêchant ainsi de réagir avec les silicates alcalins pour former des gels alcali-silice. Malheureusement, la carbonatation diminue le pH du béton et peut donc provoquer la corrosion des aciers. Cette technique doit être réservée pour les parties d’ouvrage en béton non armé et concerne plutôt des pièces fines, parce qu’on ne sait actuellement pas injecter suffisamment de dioxyde de carbone au cœur des pièces massives pour carbonater toute la chaux.

4.1.2.4 Injection au Lithium (AR uniquement)

Le lithium a été utilisé à titre expérimental en tant qu’adjuvant dans le béton pour éviter l’alcali-réaction, à condition d’être utilisé en quantité suffisante. La quantité de lithium nécessaire augmente lorsque la quantité d’alcalins du béton augmente.

Pour les structures existantes, la solution n’est pas si évidente. Quelques laboratoires d’essais ont montré que des échantillons de béton peuvent être traités en utilisant des composés à base de lithium pour diminuer le taux d’expansion. Mais le problème principal réside dans le fait de faire pénétrer le composé, particulièrement dans le cas où la porosité du béton est faible.

Aux États-Unis, de nombreuses structures ont été traitées avec du lithium en utilisant des techniques d’application locale, électrochimiques ou d’imprégnation sous vide pour améliorer la pénétration du lithium. Mais jusqu’à présent, aucune preuve n’a été apportée quant à l’efficacité de telles techniques.

4.1.3 Limitation mécanique des gonflements, renforcement

Trois méthodes peuvent être distinguées :le rajout d’armatures passives si l’on souhaite un simple renforcement, h

le confinement avec une compression élevée si l’on souhaite éviter tout gonflement du h

béton,

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la désolidarisation des éléments affectés de la structure, afin de diminuer ou d’annuler h

l’impact de leur gonflement sur le reste de la structure.

Des techniques de réparation de type mécanique existent. Il est ainsi possible de ceinturer l’élément ou d’insérer des armatures, qui seront appelées actives ou passives selon qu’elles sont tendues ou non au cours de leur mise en place. Ces armatures sont principalement constituées d’acier, mais il est également possible d’utiliser des armatures passives à base de matériaux composites.

Les déformations résiduelles occasionnées par les réactions de gonflement interne peuvent dépasser 1 % d’allongement linéaire (pour la RSI). On ignore actuellement si des amplitudes de gonflement aussi importantes peuvent être traitées par ce type de renforcements.

4.1.3.1 Renforcement par armatures passives

Il est ainsi possible de consolider une structure en fixant sur ses parements des armatures en acier que l’on vient enrober avec du béton projeté. Sous l’effet de la poursuite de l’expansion de la structure, le renforcement de béton projeté fissure et les armatures reprennent une partie des contraintes supplémentaires générées par l’expansion du béton. Elles soulagent ainsi les armatures initialement incluses dans la structure. Ce type de renforcement passif a déjà été utilisé sur quelques structures, en particulier sur la fondation de l’un des pylônes supportant le toit d’un stade au nord de la France. Voir recueil d’expériences en annexe 3.

Les armatures peuvent également être constituées de matériaux composites collés sur la structure en béton. Les conditions de collage doivent alors être conformes aux prescriptions du fournisseur et aux prescriptions des recommandations de l’AFGC [23], ce qui exige par exemple une injection des fissures existantes, un assèchement du béton de surface, un chanfreinage des angles...

Une protection du renforcement par composites contre les chocs, l’abrasion, le feu ou les rayons ultra-violets peut également être envisagée selon les cas et les procédés.

Pour plus d’information sur le choix, la spécification et la mise en œuvre des produits, le lecteur pourra se reporter au guide du STRRES n° 7 [24] consacrés aux armatures passives additionnelles.

4.1.3.2 Renforcement par précontrainte

Il est également possible de renforcer les structures par ajout de précontrainte comme cela a déjà été fait au Royaume Uni pour des appuis de ponts et au Canada pour le renforcement de la fondation d’un pylône électrique. En France, un exemple de renforcement actif à l’aide de tirants nous est fourni par le barrage de Temple-sur-Lot. Voir recueil d’expériences en annexe 3.

Pour plus d’information sur le choix, la spécification et la mise en œuvre des produits, le lecteur pourra se reporter aux guides du SETRA [25] et du STRRES [26] consacrés à la précontrainte extérieure.

4.1.3.3 Confinement

L’expérience acquise (en laboratoire ou sur ouvrages) montre que, dans une structure précontrainte, l’expansion du béton (et donc sa fissuration) se développe préférentiellement dans le sens des directions les moins précontraintes. Il est ainsi recommandé d’appliquer une précontrainte tridimensionnelle dont l’objectif est d’essayer de contenir l’expansion. En prenant en compte les efforts considérables générés par les réactions de gonflement, il semble qu’il soit nécessaire d’appliquer des contraintes qui soient comprises dans une gamme allant de 3 à 10 MPa, avec une valeur raisonnable de précontrainte pouvant être estimée aux alentours de 5 MPa. Si l’on souhaite éviter tout gonflement du béton, il faut alors appliquer un confinement avec une compression élevée (supérieure à 5 MPa). Ces ordres de grandeur de compression ont été validés expérimentalement en laboratoire pour l’AR. Des essais sont actuellement en cours pour la RSI, en laboratoire et sur ouvrages.


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L’expérience montre aussi que, si l’expansion du béton se poursuit, la présence d’armatures passives ou actives génère une précontrainte additionnelle dans le béton du fait des allongements supplémentaires subis par les armatures qui sont contraintes de suivre l’expansion du béton. Il est cependant déconseillé de prendre en compte cette précontrainte dans le dimensionnement du renforcement car les surtensions mobilisables dans les aciers passifs sont faibles.

La difficulté essentielle est d’appliquer une précontrainte tridimensionnelle sur les pièces atteintes. Cela est parfois possible dans des contreforts ou dans des piédroits de portiques, mais c’est généralement difficile car il existe souvent une direction qui ne le permet pas. Dans certains cas, les sollicitations au sein de l’ouvrage peuvent se comporter comme une précontrainte pour une direction.

Lors de l’ajout d’une précontrainte de renforcement ou de bridage, le non écrasement local du béton derrière les ancrages doit être vérifié en adaptant les dimensions des plaques d’appui à la qualité du béton et au ferraillage de l’élément.

En conclusion, les confinements mécaniques n’ont aucun effet sur les directions non comprimées. Ils possèdent une efficacité à court terme qui n’est pas systématique. L’efficacité sur le long terme n’est pas prouvée. Si un confinement est envisagé comme moyen de réparation, l’obtention d’un état de compression tridimensionnel est recommandée.

4.1.4 Libération des contraintes

4.1.4.1 Sciage ou entaillage

Un autre type de réparation active consiste à relâcher les contraintes en sciant tout ou partie de la structure. La première tentative d’envergure a été réalisée au barrage Fontana par la Tennessee Valley Authority. Cette opération a déjà été pratiquée à titre expérimental avec succès par les Canadiens au barrage Beauharnois (en fait entre les compartiments du barrage contenant les turbines) dans la province de Quebec dans les années 1980. Cette solution a également été mise en œuvre en France au barrage du Chambon par EDF où une libération des contraintes au sommet du barrage était essentielle pour diminuer “l’effet de voûte” du barrage sur ses berges.

D’autres structures en béton comme les usines de production d’énergie, en particulier celles liées aux barrages, peuvent être sujettes aux réactions de gonflement interne et présenter des déformations ou des mouvements excessifs par rapport à ce que les générateurs peuvent supporter. Les défauts d’alignement des unités formées par les pompes, les turbines et les alternateurs en usine hydroélectrique, pour lesquels les tolérances sont faibles, constituent un problème classique. Les parties mobiles des turbines peuvent venir frotter contre la chemise en béton qui se resserre. Dans les barrages ou les écluses, les éléments mobiles peuvent être bloqués par l’expansion du béton. Dans ce cas, la libération de contrainte par sciage peut-être efficace.

Toutefois il est parfois plus aisé et moins onéreux d’intervenir directement sur les équipements mobiles dont le fonctionnement est perturbé par les évolutions géométriques de la structure. En effet, le ré-alignement des machines, l’ajustage des dimensions des portes ou la modification des fixations d’un pont roulant peuvent libérer les contraintes dans l’équipement lui-même et rétablir son fonctionnement sans agir sur le phénomène de gonflement qui en est la source.

Avant d’entailler des barrages, il est bien sûr fondamental de modéliser et vérifier les effets des entailles dans toutes les phases de réalisation. Pour un barrage, l’expérience montre qu’il est préférable de répartir les entailles le long du barrage plutôt que de réaliser une seule entaille. Cependant, les entailles peuvent générer un effet indésirable consistant en une accélération de l’expansion : le béton étant libre dans les zones avoisinant les entailles, il peut développer plus facilement son gonflement potentiel le long de la direction longitudinale du barrage. Si le potentiel de gonflement est encore important lors de la

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réalisation des entailles, il peut s’avérer nécessaire de renouveler l’opération après quelques années.

Les entailles et fissures doivent être respectivement colmatées et injectées de manière à éviter les venues d’eau ou d’humidité à l’intérieur du béton. Cela peut être réalisé en utilisant un coulis ou une résine à faible module d’élasticité ou un dispositif étanche spécial sur la face amont du barrage.

Si la technique des entailles est appropriée pour les structures en béton non armé, elle peut être également appliquée aux sections de béton armé mais avec les inconvénients de supprimer l’effet des armatures et accessoirement de générer une forte consommation de fils diamantés. Elle n’est bien sûr pas conseillée pour les structures en béton précontraint, à moins qu’un calcul approfondi n’ait démontré l’innocuité de la méthode.

En conclusion, la libération de contrainte présente une efficacité à court terme, mais requiert souvent le renouvellement de l’opération dans la mesure où elle ne s’oppose pas à la poursuite de la réaction. Elle constitue cependant une solution applicable dans quelques cas particuliers, tels que les structures en béton non armé.

4.1.5 Reconstitution ou remplacement des zones altérées

4.1.5.1 Injection de fissures

On pourrait penser qu’un coulis de ciment Portland constitue un matériau idéal pour l’injection de fissures provoquées par des réactions de gonflement internes, mais deux aspects contredisent cette idée :

une injection avec du ciment Portland augmenterait la teneur en alcalins du béton et h

pourrait accélérer ou réactiver la réaction dans le cas de l’AR,les particules des poudres de ciment Portland (même pour les ciments les plus fins) sont h

de trop grandes dimensions pour pénétrer dans les très petites fissures.

Il est ainsi souvent nécessaire de privilégier les injections de résine pour réparer les structures en béton endommagées par gonflement. Pour pouvoir être utilisée dans des injections dans le cadre de structures en béton dégradées par une réaction de gonflement, une résine doit répondre à plusieurs critères :

elle doit posséder une viscosité suffisamment faible pour lui permettre de pénétrer dans h

les microfissures sous des niveaux de pression très modéréselle ne doit cependant pas avoir une viscosité si faible qu’elle serait absorbée par la h

porosité du béton au niveau de l’une des faces de la fissure, de sorte que la fissure serait à nouveau vide dès que l’injection cesserait

les fissures générées par l’AR peuvent contenir des produits de réaction sous forme de h

poudres ou de gels. La résine doit avoir d’excellentes propriétés de mouillabilité de manière à pouvoir pénétrer dans ces produits et dans le béton intact constituant les bords de la fissure.

L’expérience montre qu’il est quasiment impossible d’injecter avec une résine une fissure dont l’ouverture est inférieure à 0,1 mm. Entre 0,1 et 0,3 mm, le remplissage complet de la fissure peut être rendu difficile par ses ramifications.

Des essais d’injection de fissures ont montré que la résistance mécanique du béton fissuré n’est pas considérablement améliorée par l’injection. Cette solution présente essentiellement un intérêt vis-à-vis de la durabilité.

Les premières tentatives de réparation de structures atteintes d’alcali-réaction consistaient à injecter les fissures, généralement avec des résines époxy. Quel que soit le pays où ces expérimentations ont eu lieu, presque toutes ont échoué, soit du fait de la réouverture des fissures, soit du fait de l’apparition de nouvelles fissures près des fissures injectées.

En conclusion, l’injection ou le pontage de fissures sont des solutions inefficaces pour des ouvrages dont le gonflement n’est pas stabilisé car elles n’agissent pas sur la réaction et


31

n’améliorent pas sensiblement la résistance du béton vis-à-vis de la formation de fissures sans combinaison avec une solution de confinement ou de renforcement actif.

Ces méthodes empêchent simplement l’eau de pénétrer à l’intérieur des fissures, dans la mesure où le produit injecté ou utilisé pour les pontages est suffisamment flexible pour suivre l’ouverture ultérieure des fissures. Il peut néanmoins être nécessaire d’injecter des fissures si une précontrainte est ajoutée. Cette technique peut également être utilisée pour la reconstitution du monolithisme de l’élément en fin d’expansion.

Pour plus d’information sur le choix, la spécification et la mise en œuvre des produits, le lecteur pourra se reporter aux guides du LCPC et du SETRA [20] [21] ou du STRRES [27] consacrés au traitement des ouvrages en bétons.

4.1.5.2 Démolition – Reconstruction partielle ou totale

Lorsqu’il s’agit de structures situées dans un espace public, une décision du type démolition/reconstruction peut être privilégiée par rapport à des solutions du type réparation ou tentative d’arrêter la réaction de gonflement pour des raisons partiellement non techniques. La raison principale de ces actions radicales est souvent basée sur l’objectif de sécurité publique.

La méthode de traitement choisie pour une série de piles de ponts ferroviaires au Canada paraît tomber dans la catégorie des décisions partiellement politiques. Le béton, situé sous la ligne d’eau, âgé de 40 ans, présentait de sévères détériorations liées à l’AR en plus de dégradations dues au gel-dégel. Des carottages ont été réalisés dans les piles pour établir les caractéristiques du béton dégradé. Les plus faibles valeurs de résistance en compression et de module élastique ont été obtenues dans les 3 m supérieurs de la plus haute pile, qui avoisine les 16 m. La plus faible résistance en compression obtenue sur carotte était de 22,8 MPa et la résistance pouvait atteindre les 31,6 MPa pour certains prélèvements. Le module élastique variait entre 13 GPa et 22,8 GPa, et la résistance à la traction par fendage présentait une valeur moyenne 2,5 MPa. Les piles étaient massives et ces propriétés mécaniques étaient probablement compatibles avec les charges appliquées. De plus, le béton était âgé de 40 ans et le taux de détèriorations ultérieures aurait probablement été, à ce stade, minimal. La décision de démolir et de reconstruire les parties des piles situées sous le niveau de l’eau a cependant été prise.

D’autres exemples montrent des démolitions/reconstruction d’ouvrages ou parties d’ouvrages motivées essentiellement par des raisons technico-économiques. Voir les exemples du viaduc de Fozières présenté en annexe 1 et du PI7 en annexe 3.

La décision du remplacement de ces structures a été prise dans un contexte réunissant à la fois des critères politiques, économiques et techniques. D’un point de vue strictement technique, la décision d’une démolition doit être argumentée par des résultats issus d’une instrumentation adaptée de l’ouvrage. La majeure partie des ponts qui ont été détruits et qui étaient endommagés par une réaction de gonflement interne du béton, auraient sans doute pu être maintenus en service plus longtemps moyennant une surveillance renforcée voire une haute surveillance et l’application de dispositions destinées à protéger les personnes. En effet, jusqu’à présent, aucune rupture prématurée ou brutale de structure n’est intervenue dans le monde, si l’on exclut le cas d’un collecteur d’eau industrielle situé dans le sud-ouest des États Unis. Il faut cependant noter que ce collecteur en béton armé de 91 cm de diamètre et 13 cm d’épaisseur était soumis à des conditions d’utilisation particulièrement sévères dans la mesure où il convoyait des effluents riches en alcalins et sulfates, à des températures supérieures à 40°C.

L’attention est portée sur le fait que les fondations peuvent être détériorées par les réactions de gonflement et qu’elles ne seront plus accessibles dans le cas où elles seraient conservées.

En conclusion, la démolition et donc le remplacement d’une structure constitue parfois une solution coûteuse mais néanmoins inévitable. Les aspects coûteux ou traumatisants

32

de ce type de solution peuvent être atténués par la réalisation de démolitions/recons-tructions partielles.

4.2 Retours d’expériences pour certaines solutions

Des expérimentations ont été effectuées ou sont en cours à trois échelles :expérimentations de laboratoire sur éprouvettes, h

expérimentations de laboratoire sur corps d’épreuve ou poutres, h

traitements d’ouvrages in situ, puis suivi dans le temps. h

Les expérimentations menées jusqu’à présent ne permettent pas de conclure de manière définitive sur l’efficacité des solutions. Les différents retours d’expériences sont présentés ci-après.

4.2.1 Recueil d’expériences d’ouvrages traités en France

L’annexe 3 recense différentes voies possibles pour traiter et réparer les ouvrages atteints de réactions de gonflement interne et relate des exemples de procédés mis en œuvre en France. Parmi les techniques les plus employées, on trouve la démolition-reconstruction partielle, l’imperméabilisation par revêtement « étanche », l’injection de fissures, le renforcement structurel et le découpage pour libération des contraintes. Il ressort de l’examen des diverses expériences citées que l’efficacité finale des traitements réalisés est variable et qu’il n’existe pas de solution absolue universelle. Chaque cas est un cas particulier et seule une expertise précise de l’état actuel et futur des différentes parties de l’ouvrage concerné par la réaction de gonflement interne permet de choisir, selon les enjeux et autres paramètres technico-économiques, la ou les techniques les plus appropriées pour, sinon éradiquer la pathologie, du moins en limiter l’évolution et en pallier les conséquences.

4.2.2 Expérimentations en cours sur ouvrages

Un certain nombre d’ouvrages ont été traités et sont suivis dans le cadre des opérations de recherche du LCPC. d’autres sont en cours de traitement ou en phase d’études avant traitements.

Pont d’Ondes (CG 31) : h l’ouvrage a été construit dans les années 1954/1955. Les premiers désordres liés au gonflement ont été découverts en 1982 sur un about de chevêtre. Cet ouvrage a fait l’objet d’une réparation en 1995 par injection de fissures et application d’un revêtement. La RSI est diagnostiquée par le LCPC en 1996. La mauvaise tenue de la première réparation sous l’effet du gonflement conduit à mettre en œuvre une seconde réparation prévue en 2010, alors que le potentiel de gonflement est maintenant épuisé.

Pont de Fozières (DIR Med) : h l’ouvrage a été construit dans les années 1980. La pathologie de gonflement a été découverte en 1996 sur un chevêtre. La RSI a été diagnostiquée par le LCPC en 2000. Cet ouvrage a fait l’objet d’une réparation par démolition / reconstruction d’un chevêtre en 2007.

Pont de Gevry (CG 39) : h l’ouvrage a été construit dans les années 1952 à 1954. La pathologie de gonflement a été découverte en 1986 sur les appuis en rivière. La RSI a été diagnostiquée par le LCPC en 2001. Cet ouvrage a fait l’objet d’une réparation par coques indépendantes sur les piles atteintes et d’une protection par revêtement sur les culées en 2009.

Pont de Beynost (CG 01) : h l’ouvrage a été construit en 1982. La pathologie de gonflement a été découverte en 1992 sur un about de chevêtre. La RSI a été diagnostiquée par le LCPC en 2001. Cet ouvrage devrait faire l’objet d’une réparation en 2010 puis d’un suivi.

Chevêtres des PS de l’A71 (APRR) : h les ouvrages ont été construits en 1988. La pathologie de gonflement a été découverte en 2002 sur les chevêtres de culées. La RSI a été diagnostiquée par le CEBTP en 2004 (sur certains chevêtres seulement par prélèvements en surface


33

des éléments). Les ouvrages pour lesquels la RSI avait été détectée ont fait l’objet d’une réparation en 2006 puis d’un suivi. La RSI a été confirmée par le LCPC en 2009 (sur la quasi totalité des ouvrages, par prélèvements au cœur des chevêtres). La mauvaise tenue des premières réparations et l’extension de la pathologie à d’autres ouvrages conduisent à mettre en œuvre une seconde campagne de réparations prévue en 2010 et 2011.

En annexe 1, trois fiches synthétiques sont présentées pour chaque ouvrage :une fiche de suivi de l’ouvrage telle que proposée en annexe 2 du guide « Aide à la h

gestion des ouvrages atteints de réactions de gonflement interne » [1],une fiche de mise en œuvre de la méthode de choix de traitement décrite dans le chapitre 3 h

du présent document,une fiche de description des opérations de réparation. h

Ces expériences sur ouvrages ne permettent pas encore de conclure sur l’efficacité des solutions testées.

En effet, hormis l’expérience de la première réparation du pont d’Ondes, les autres ouvrages suivis n’ont pas été traités depuis suffisamment longtemps pour juger de l’efficacité des réparations.

La première réparation du pont d’Ondes montre quant-à-elle uniquement la mauvaise tenue dans le temps d’un revêtement (dont la nature n’était pas adaptée aux déformations du support) lorsque le potentiel de gonflement est encore important. La dégradation très rapide de ce revêtement n’a pas permis d’évaluer son influence sur le développement de la réaction et donc sur les gonflements.

4.2.3 Expérimentations en laboratoire

Différentes expérimentations ont été menées ou sont en cours en laboratoire.

Ces expérimentations portent sur l’évaluation de différentes solutions de réparation ou de protection d’éléments atteints de réaction de gonflement interne du béton.

Les essais sont menés sur des éléments à différentes échelles (éprouvettes, corps d’épreuve, poutres...).

Deux opérations expérimentales sont présentées en annexes 4 et 5 de ce document :impact d’un revêtement appliqué sur le béton (sur éprouvettes), h

impact d’un revêtement appliqué sur le béton (sur corps d’épreuve). h

4.2.3.1 Essais sur éprouvettes

L’efficacité d’un revêtement appliqué sur un béton susceptible de développer une réaction sulfatique interne plus ou moins intense a été évaluée en laboratoire sur des éprouvettes de béton (voir annexe 4). Le protocole expérimental a consisté à formuler deux types de bétons plus ou moins réactifs et à fabriquer des éprouvettes cylindriques de 11 cm de diamètre et de 22 cm de hauteur. Quatre lots de béton (deux pour chaque formule) ont été confectionnés en choisissant l’âge du béton au moment de l’application d’un revêtement. Pour un lot d’éprouvettes, le revêtement a été appliqué au jeune âge avant que le phénomène de gonflement ne soit mesurable. Pour le second lot, l’application du revêtement a été effectuée sur un support vieilli où le phénomène de gonflement est initié et se traduit par une certaine expansion du béton. Dans le cas de ce dernier lot, l’âge des éprouvettes au moment de l’application du revêtement dépend de la réactivité du béton.

Cette étude en laboratoire a pour objectif de caractériser l’impact d’un large choix de revêtements lorsqu’ils sont appliqués sur un béton susceptible de gonfler par le fait d’une réaction de gonflement interne. La réaction sulfatique interne se développe en présence d’eau. Pour cette raison, les éprouvettes n’ont pas été séchées avant l’application des revêtements. En effet, un séchage aurait fortement diminué la pertinence de l’étude du

34

fait de la petite taille des éprouvettes au regard des éléments en béton d’ouvrages d’Art qu’il n’est pas envisageable de sécher à cœur. De plus, les éprouvettes ont toujours été conservées dans de l’eau à 20°C. Ce choix, sans lequel il n’aurait pas été possible de mesurer des gonflements sur la période d’essai (qui est déjà relativement longue) impose des conditions de vieillissement sévères au revêtement. Les conclusions de l’étude doivent tenir compte de cette particularité qui a pu être très défavorable pour les produits testés. Nous précisons aussi que les éléments en béton susceptibles de développer une RSI sur site sont au contact avec de l’eau liquide à un moment ou à un autre ou exposés à une ambiance très humide. Le contact avec l’eau liquide peut être lié à une immersion plus ou moins fréquente, à un ruissellement, à des stagnations d’eau : les conditions d’essais en laboratoire ne sont par conséquent pas exceptionnelles.

Dans le cas de parties d’ouvrage exposées uniquement à un environnement humide, les conditions d’essai en laboratoire étaient particulièrement sévères et la transposition nécessiterait des études complémentaires. Une nouvelle expérimentation est en préparation avec une conservation des éprouvettes en ambiance humide (HR 100 %).

Les résultats de l’étude montrent que l’application d’un revêtement n’empêche pas le gonflement du béton. Les meilleurs résultats sont observés pour une application du revêtement avant que le phénomène ne soit initié. Si une diminution de l’amplitude de l’expansion est mesurée sur les éprouvettes les plus réactives, l’impact du revêtement n’est pas constaté à long terme sur les éprouvettes ayant un gonflement lent. Une nature de revêtement se démarque dans cette étude, il s’agit des revêtements minces (peintures) époxy + polyuréthane où une diminution de l’amplitude de l’expansion (cas de gonflements rapides) ou de la vitesse de l’expansion (cas des gonflements lents) a pu être observée.

L’application d’un revêtement au cours du gonflement, visant à reproduire une situation de réparation, n’apporte pas de résultats très convaincants. Le phénomène de gonflement n’est jamais stoppé. Même si le produit à base d’époxy et de polyuréthane semble limiter le gonflement lorsque le phénomène est lent, les incertitudes de mesures qui sont relativement importantes dans ce cas ne permettent pas de garantir l’efficacité de ce produit.

En conclusion, seuls les bétons n’ayant pas eu d’échange hydrique avec leur environnement n’ont pas gonflé au cours de l’étude. Pour des pièces minces, cela laisse à penser que la mise en œuvre d’une barrière physique efficace sur un béton sec pourrait réduire le risque de gonflement par épuisement de l’apport en eau. Pour les éléments plus massifs où il est illusoire d’envisager le retrait total de l’eau contenue dans la porosité, l’application d’un revêtement ne permet pas d’inhiber de manière efficace le développement futur de la réaction de gonflement. Si le choix de cette solution de réparation est retenu, il s’agira en fait d’assurer d’autres fonctions d’esthétique ou de durabilité vis-à-vis des aciers par exemple. Enfin, l’application d’un revêtement à des bétons en contact permanent ou fréquent avec l’eau liquide ne semble pas être une solution de réparation adéquate compte tenu de leur efficacité modérée à limiter les transferts d’eau liquide et dans certains cas de leur vieillissement prématuré lorsqu’ils sont immergés.

4.2.3.2 Essais sur corps d’épreuve

Du fait de leur taille réduite, les éprouvettes habituellement utilisées pour étudier les phénomènes d’expansion du béton par réaction interne sont inadaptées pour tester des systèmes de réparations en particulier mécaniques. Une expérimentation a été menée en laboratoire sur des corps d’épreuve de grande taille constitués de poutres d’un mètre de longueur et de section 0,5 x 0,5 m, dimensions qui se rapprochent ainsi de celles d’éléments de structures réels.

Les traitements testés sont entre autres une imperméabilisation par une revêtement en résine synthétique souple.

Cette expérimentation n’est pas terminée, mais elle semble montrer que, lorsque les corps d’épreuve sont totalement et constamment immergés, le revêtement imperméabilisant est inefficace pour limiter le développement de la pathologie et stopper l’expansion.


35

La bonne tenue du revêtement souple sur un support très fissurant qui a été constatée constitue cependant un aspect favorable de ce traitement pour la protection du béton vis-à-vis des agents agressifs extérieurs et améliorer sa durabilité.

Une synthèse de cette expérimentation est présentée en annexe 5.

5. Conclusions

Ce document présente des solutions de traitements des ouvrages envisageables dans le cas des pathologies liées aux réactions de gonflement interne du béton ainsi qu’une méthode de choix de traitements.

La méthode présentée ne dispense en aucun cas d’une expertise technique sur le fonctionnement des structures en béton et sur le matériau béton pour choisir et mettre en œuvre des solutions adaptées.

De plus, les retours d’expériences (en laboratoires ou sur ouvrages) ne permettent pas pour l’instant de mettre en évidence de solution pleinement efficace dans le traitement de ce type de pathologies.

Sur la base des exemples présentés et des connaissances relatives à l’Alcali-Réaction et la Réaction Sulfatique Interne, il est essentiel dans la majorité des cas de remettre en état le réseau d’assainissement d’eau pluviale lorsque celui-ci est défaillant.

Le choix de traitements adaptés nécessite de mettre en œuvre la méthodologie présentée dans ce document afin de prendre en compte la complexité des phénomènes et le caractère unique de chaque situation.

Dans la mesure où aucun traitement ne permet actuellement de « guérir » les ouvrages atteints de gonflements, il est toujours opportun d’être vigilant lors de la réalisation d’ouvrages neufs et d’appliquer les recommandations des guides et normes actuellement en vigueur, à savoir (liste non exhaustive) :

le guide LCPC « Recommandations pour la prévention des désordres dus à la réaction h

sulfatique interne » d’août 2007 pour la RSI [5],le guide « Recommandations pour la prévention des désordres dus à l’alcali-réaction » de h

juin 1994 pour l’AR [3],la norme NF EN 206-1 pour la production des bétons de structure, h

le fascicule 65 du CCTG pour leur mise en œuvre, h

... h

6. Documents de références et bibliographie

[1] Aide à la gestion des ouvrages atteints de réactions de gonflement interne. Guide LCPC. 2003.

[2] Manuel d’identification des réactions de dégradation interne du béton dans les ouvrages d’art, LCPC, 1999.

[3] Recommandations pour la prévention des désordres dus à l’alcali-réaction. Guide LCPC. 1994.

[4] GranDuBé : Grandeurs associées à la Durabilité des Bétons. AFGC. 2007.

5[] Recommandations pour la prévention des désordres dus à la réaction sulfatique interne. Guide LCPC. 2007.

[6] Méthodes de suivi dimensionnel et de suivi de la fissuration des structures. Guide LCPC. 2009.

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[7] Alcali-réaction du béton – Essai d’expansion résiduelle sur béton durci. Méthode d’essai LPC n° 44 (projet). 1997.

[8] Réaction sulfatique interne au béton – Essai d’expansion résiduelle sur carotte de béton extraite de l’ouvrage. Méthode LPC n° 67. 2009.

[9] Essai de mise en évidence du gel d’alcali-réaction par fluorescence des ions uranyle. Méthode d’essai LPC n° 36 (projet). 1993.

[10] Méthodes recommandées pour la mesure des grandeurs associées à la durabilité - Détermination de la masse volumique apparente et de la porosité accessible à l’eau. AFREM. 1997.

[11] Analyse minéralogique – Application aux bétons durcis en liaison avec la pérennité des ouvrages. Rapport LPC n° 83. 1978.

[12] P. Longuet, F.X. Deloye, Exploitation des données apportées par l’analyse du béton durci. Série béton - Annales de l’ITBTP n° 417. 1983.

[13] K. Li, O. Coussy et C. Larive. Modélisation chimico-mécanique du comportement des bétons affectés par la réaction d’alcali-silice – Expertise numérique des ouvrages d’art dégradés. Bulletin OA n° 43. 2004.

[14] Nizar Baghdadi. Modélisation du couplage chimico-mécanique d’un béton atteint d’une réaction sulfatique interne. Thèse de doctorat, école nationale des ponts et chaussées. 2008.

[15] Détermination de l’indice de fissuration d’un parement de béton. Méthode d’essai LPC n° 47. 1997.

[16] A. Gluais, Essai Quasi-Adiabatique sur béton (QAB). projet de mode opératoire F.A.E.R. 1985.

[17] X. Brunetaud, Etude de l’influence de différents paramètres et de leurs interactions sur la cinétique et l’amplitude de la réaction sulfatique interne au béton. Thèse de doctorat. 2005.

[18] Réactivité d’une formule de béton vis-à-vis d’une réaction sulfatique interne – essai de performance. Méthode d’essai LPC n° 66. 2007.

[19] Méthodes de gestion des ouvrages développées par le Ministère de l’Ecologie, de l’Energie, du Développement durable et de l’Aménagement du territoire. SETRA. 2008.

[20] Protection des bétons par application de produits à la surface du parement. Guide LCPC-SETRA. 2002.

[21] Choix et application des produits de réparation et de protection des ouvrages en béton. Guide SETRA-LCPC. 1996.

[22] Protection des bétons - Fascicule n° 4 de la famille Béton et Maçonnerie. Guide STRRES. 2007.

[23] Recommandations provisoires pour la réparation et le renforcement des structures en béton au moyen des matériaux composites. AFGC. 2007.

[24] Armatures passives additionnelles - Fascicule n° 7 de la famille Béton et Maçonnerie. Guide STRRES. 2008.

[25] Précontrainte extérieure. Guide SETRA. 1990.

[26] Armatures de précontrainte additionnelles - Fascicule n° 8 de la famille Béton et Maçonnerie. Guide STRRES. 2008.

[27] Traitement des fissures par injection - Fascicule n° 3 de la famille Béton et Maçonnerie. Guide STRRES. 2007.

37


ANNEXES


3939

Annexe 1 : Exemples d’ouvrages

Pont d’Ondes 40

Viaduc de Fozière 52

Pont de Gevry 60

Pont de Beynost 69

PS de l’A71 76

4040

Pont d’Ondes


4141

Fiche de suivi de gonflement de l'ouvrage

Ouverture Fiche :01/10/2009

Mise à jour :10/12/2009

(Photo de l'ouvrage)

Identification de l'ouvrageN° d'identification : Commune : Ondes

Voie portée : RD 17La Garonne

Type de l'ouvrage : VIPP

Site d'exposition : Rural

Années de construction : 1954/1955

Caractéristiques de la partie d'ouvrage suivie

Partie d'ouvrage concernée : Chevêtre de la pile P2

Environnement :

Géométrie de ce chevêtrelongueur : 8,20m hauteur : 1,50m largeur : 2,70mBéton Fournisseur : inconnuCiment :

Origine granulats : Réactivité : inconnue

Adjuvants : inconnus

Obstacle franchi :

Venues d'eau en provenance du joint de chaussée et des joints de trottoirs

ciment Portland CPA-CEM I - usine de Lexos - E/C = 0,5

Dosage en ciment : 350 Kg

alluvions de la Garonne (carrière à proximité du pont)

Pont d'ONDES sur la GARONNE

4242

Investigations et travaux réalisés

1982

Juillet 1989

Mars 1993

About aval de la pile P2 en 1995 avant les travaux de réparation

1995

Travaux de réparation du chevêtre de la pile P2, qui ont consisté, outre les défauts d'assainissement, en :

1996

Inspection détaillée par le LRPC Toulouse qui met en évidence :

- des venues d'eau sur le chevêtre de P2 (travaux sur les joints de trottoir non efficaces)

- la présence d'une légère fissuration qui transparait sous le revêtement

Prélèvement de plusieurs carottes pour analyses complémentaires par le L.C.P.C. :

- sur le chevêtre de P2 pour confirmation que ce béton présentait bien une réaction de gonflement interne,

Les analyses du LCPC ont permis :

Lors d'une inspection détaillée effectuée par le gestionnaire, observation des premiers défauts apparents sur ce chevêtre

Inspection détaillée de l'ouvrage par le LRPC de Toulouse qui met en évidence une fissuration importante du chevêtre de la pile P2, en particulier sur les avant-becs et arrière-becs soumis à des venues d'eau intempestives. Il s'agit d'un maillage de fissures soulignées par des traces d'humidité et par un exsudat blanchâtre. Par contre, le chevêtre de la pile P4 (de géométrie identique à P2, et affecté également par des venues d'eau) est dans un état correct.

Inspection détaillée de l'ouvrage par le LRPC de Toulouse qui met en évidence une légère évolution des désordres affectant le chevêtre de P2

- une injection des fissures du chevêtre, à l'aide de résines différentes selon les ouvertures : la première pour les fissures les plus fines (jusqu'à 0,3 mm - pression de 1 bar), la seconde pour les ouvertures supérieures à 0,4 mm (pression de 2,5 bars)- la mise en œuvre d'un revêtement de surface sur les abouts du chevêtre (face latérale + face supérieure). Cette protection a été mise en œuvre de façon manuelle en deux couches.

- un décollement du revêtement sur la face supérieure, et une bonne adhérence sur les faces latérales malgré une couleur jaunâtre

- sur le chevêtre de la pile P4 pour vérification que ce chevêtre, identique à celui de P2, ne présentait pas un phénomène du même type, malgré l'absence de défaut important sur le parement.

- de confirmer que le béton du chevêtre de la pile P2 était bien affecté par une réaction sulfatique d'origine endogène,

- de s'assurer que le béton du chevêtre de la pile P4 était « sain »,

- de déterminer que les dosages et les fuseaux granulométriques des bétons constituant ces deuxchevêtres étaient différents.

Une étude de diagnostic a été réalisée par le LCPC, en considérant que l'origine des désordres résultait des dimensions de ce chevêtre (pièce béton de grande masse) et était liée essentiellement à des néoformations ettringitiques d'origine endogène (résultant d'une remobilisation des sulfates initialement contenus dans la matrice cimentaire).L'utilisation du programme Texo intégré dans le code de calcul aux éléments finis César-LCPC a permis de déterminer l'élévation de la température des bétons pendant leur prise. Pour le béton du chevêtre de P2, la température maximale atteinte au cœur du matériau a du être voisine de 80°C de sorte que les désordres peuvent être expliqués par une amorphisation et/ou une décomposition de l'ettringite primaire.

Le mécanisme d'expansion pouvant résulter, soit de l'absorption de grandes quantités d'eau par les particules d'ettringite amorphes, soit de la recristallisation de l'ettringite, soit de la combinaison de ces deux phénomènes. Cette étude a fait l'objet d'une publication dans le bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées n° 213 (janvier – février 1998).


1982

Juillet 1989

Mars 1993


1995


1996



















1982

Juillet 1989

Mars 1993


1995


1996



















1982

Juillet 1989

Mars 1993


1995


1996



















4343

Octobre 1998

- la présence de suintements et/ou de calcite le long de ces fissures,

2005 à 2008

About amont lors de l'inspection détaillée de 2005 : nouvelles fissures apparaissant au travers du revêtement

Aout 2007

Rédigé par : CETE de l'Ouest – LRPC-Toulouse

Inspection détaillée des piles réalisée par le LRPC de Toulouse qui met en évidence une évolution des désordres sur le chevêtre de la pile P2 :

- les défauts d'étanchéité des joints de trottoirs qui se sont accentués, d'où des venues d'eau importantes sur les abouts, - l'évolution des ouvertures de la fissuration existante par rapport à l'inspection détaillée de 96 + l'apparition de nouvelles fissures sur les abouts (amont et aval),

Par contre, sur les autres chevêtres (piles P2, P3 et P4), malgré les défauts d'étanchéité des joints de trottoirs, accompagnés de venues d'eau importantes sur les abouts de chevêtre (P4 principalement), la fissuration reste mineure (à priori de retrait), sans évolution significative par rapport aux inspections détaillées précédentes.

Inspections détaillées annuelles du chevêtre de la pile P2, avec suivi de déformation à l'aide d'un distancemètre

Prélevement de carottes pour des essais d'expansion résiduelle, Ces essais, réalisés par le LCPC, ont permis de conclure que le béton du chevêtre de la pile P2 ne présentait plus de potentiel de gonflement associé à la formation d’ettringite différée

4444

About amont

About aval

About aval

Face RG

Synthèse des mesures

Entre 2005 et 2008, nous avons constaté :

En 2005, mise en place d'embases sur les 2 abouts du chevêtres (amont et aval) et sur la face latérale Rive Gauche

De 2005 à 2008, relevé des déformations à l'aide d'un distancemètre

Sur l'about amont : une certaine dispersion des mesures : soit une légère diminution (-0,15mm) que l'on peut considérer comme une stabilisation compte tenu de la précision des mesures, soit une légère augmentation (+0,5mm), en particulier pour les mesures verticales, en partie centrale du chevêtre, pouvant s'expliquer par la désolidarisation horizontale existant à mi-hauteur.

Sur l'about aval : une légère augmentation des mesures, pouvant atteindre 0,5mm (idem about amont)

Sur la face latérale Rive Gauche : aucune évolution (mesures inférieures ou égales à 0,1mm)

Instrumentation de l'ouvrage (2005-2008)


4545

4646

Travaux - Fiche de synthèse des travaux réalisés en 1995


Mise à jour :01/10/2009


Voie portée : RD 17 Obstacle franchi :

Type de l'ouvrage : VIPP Traitements déjà réalisés sur ce chevêtre (natures,dates) :

Site d'exposition : rural Sans objet


Caractéristiques de la partie d'ouvrage traitée


Géométrie (partie visible) :

longueur : 8,20 m 1,50 m hauteur mini : 2,70 m

Choix de la méthode :

Fissuration avant travaux : Inexistante Faible Significative X Importante

Aléas : AR X RSI

Potentiel : X Négligeable X Faible Fort

Environnement : Sec Humide X Mouillé

Vulnérabilité de la structure : V1 X V2 V3 V4

Criticité de l'élément : C0 X C1 C2 C3 C4

Niveau d'enjeu : E0 E1 X E2 E3

Niveau de traitement : N0 X N1 N2 N3

Données principales de l'opération

Maître d'ouvrage : Conseil général de la Haute Garonne

Maître d'œuvre : CG 31 / DDE 31

Contrôle des études :

Contrôle de chantier : CG31 + LRPC Toulouse

Type de traitement :

Objectif du traitement : Limiter les arrivées d'eau pour assurer la durabilité de l'élément

Coût de l'opération : NC

Durée du chantier : Opération intégrée dans des travaux de confortement de l'ouvrage

la Garonnne

hauteur maxi. : épaiss. :

Assainissement du chevêtre - injection des fissures et protection des abouts de chevêtre à l'aide d'un revêtement d'imperméabilisation



4747

Description des travaux

Caractérisation des produits employés

Injection : résine J22 de la société SRS pour les fissures les plus fines

Revêtement de surface :

Méthodes et moyens mobilisés

Le revêtement de surface a été mise en œuvre de façon manuelle, en 2 couches

Assainissement du chevêtre : mise en œuvre de nouveaux joints (chaussée + trottoirs) - Injection des fissures du chevêtre à l'aide de résines différentes selon les ouvertures - application d'un revêtement sur les abouts du chevêtre (face supérieure + faces latérales)

résine 737 de la société Lanko pour les fissures plus ouvertes

Barralastic (ou Marterseal) de la socité MBT

4848

Traitement - Fiche d'aide au choix de traitements adaptés


Mise à jour :10/12/2009


Voie portée : RD 17 Obstacle franchi : La Garonne

Type de l'ouvrage : VIPP Traitements déjà réalisés (natures,dates) :


Année de construction : 1954/1955




longueur : 8,20 m 1,50 m hauteur mini : Largeur : 2,70 m

Béton :

Fournisseur : inconnu

Ciment :

Dosage en ciment : 350 kg

Origine granulats : alluvions de la Garonne (carrière à proximité de l'ouvrage)

Réactivité : inconnue

Adjuvants : inconnus

État de fissuration de la partie d'ouvrage

Indice de fissuration : mm/m

Ouverture de la fissure isolée la plus ouverte : 3 mm (avant injection)

État d'entrée dans les logigrammes :

Fissuration inexistante (sauf fissuration de retrait)

Fissuration faible

Fissuration significative

Fissuration importante X

╚> Aciers endommagés ? oui non

Caractérisation de l'aléa

Type de pathologie : AR X RSI

Résultats des essais d'expansion résiduelle :

Type d'éprouvettes : X Carottées Reconstituées

Essais réalisés : Méthode LPC n°44 X Méthode LPC n°66 ou 67

Allongements : < 0,03 % au bout de 12 mois

Potentiel : X Négligeable (allongement < 0,04 % à 12 mois)

Faible (0,04 % ≤ allongement ≤ 0,12 % à 12 mois)

Fort (allongement > 0,12 % à 12 mois)

En 1995, injection des fissures et mise en œuvre d'un revêtement de surface sur les abouts

hauteur maxi :

Portland CPA – CEM I – Usine de Lexos – E/C = 0,5

IFo =fo =

(IFo < 1 mm/m et fo < 0,5 mm)État de

fissuration (IFo ≥ 1 mm/m et 0,5 ≤ fo ≤ 1,5 mm)

(fo > 1,5 mm)

Pont d'Ondes sur la Garonne


4949

Vulnérabilité de la structure

Rôle de l'élément atteint dans la structure : X Structurel Non structurel

Élément aisément remplaçable : X Non Oui

Méthode d'évaluation de la vulnérabilité :

X Analyse simplifiée de la structure par le maitre d'ouvrage

Analyse de la structure par le maitre d'œuvre

Analyse de la structure par un bureau d'études "ouvrages" avec des

méthodes classiques

Analyse de la structure par modélisation fine de la RGIB (couplage

Effets prévisibles de l'aléa sur la structure : Niveau de vulnérabilité

Niveau V1 N'affectent pas la structure

Niveau V2 X Affectent la durabilité de la structure

Niveau V3 Affectent l'aptitude au service de la structure

Niveau V4 Affectent la sécurité de la structure

Criticité

Environnement de l'élément : Sec Humide X Mouillé

Potentiel de gonflement : Négligeable (négligeable, faible ou fort)

Niveau de vulnérabilité : V2 (V1, V2, V3 ou V4)

Criticité de la structure : X C0 C1 C2 C3 C4

Enjeux stratégiques

Niveau d'enjeux : Ouvrage à enjeux faibles – E1

Ouvrage à enjeux modérés – E1

X Ouvrage à enjeux importants – E2

Ouvrage stratégique indispensable – E3


Niveau de traitement : Niveau N0 X Niveau N1

Niveau N2 Niveau N3

Rédigé par : CETE de l'Ouest – LRPC-Toulouse

hydro-chemico-mécanique)

5050

Travaux - Fiche de synthèse des travaux prévus en 2010


Mise à jour :05/07/2010


Voie portée : RD 17 Obstacle franchi :

Type de l'ouvrage : VIPP Traitements déjà réalisés (natures,dates) :

Site d'exposition : rural





longueur : 8,20 m 1,50 m hauteur mini : 2,70 m



Aléas : AR X RSI

Potentiel : X Négligeable Faible Fort


Vulnérabilité de la structure : V1 X V2 V3 V4

Criticité de l'élément : X C0 C1 C2 C3 C4


Niveau de traitement : N0 X N1 N2 N3


Maître d'ouvrage : Conseil général de la Haute Garonne

Maître d'œuvre : CG 31

Contrôle des études : NC

Contrôle de chantier : CG31

Type de traitement :


Coût de l'opération : 41 k€ HT

Durée du chantier : NC

la Garonnne

En 1995, injection des fissures et mise en œuvre d'un revêtement de surface (qui n'a pas tenu dans le temps)


Assainissement du chevêtre - Enlèvement de l'ancien revêtement, traitement des fissures et mise en œuvre d'un nouveau après forme de pente



5151

Description des travaux réalisés


Joint de chaussée : FREYSSINET N65

Revêtement d'imperméabilisation :

Injection des fissures : SRS – J22, pression de 1 bar


Détails non communiqués

Assainissement du chevêtre : remplacement des anciens joints qui ne sont plus efficaces (joints de chaussée + joint de trottoir - mise en place d'un dispositif de récupération type gouttière au droit des joints de trottoir et d'une forme de pente sur la face supérieure du chevêtre pour éviter toute stagnation d'eau à ce niveau - Enlèvement de l'ancien revêtement par ponçage, injection des fissures et application d'une nouvelle protection (faces latérales + face supérieure)

Relastic 300 – FOREVA de Freyssinet

5252

Viaduc de Fozière


5353


Ouverture Fiche :mars 2001

Mise à jour :déc. 2009

Identification de l'ouvrageN° d'identification : OA 229 Commune :

Voie portée : RN9 / A75 Obstacle franchi :

Type de l'ouvrage : VIPP Traitements déjà réalisés (natures,dates) : aucun


Année de construction : 1980


Partie d'ouvrage concernée : Piles - CHEVETRESEnvironnement : Chevêtres orientés Est/OuestGéométrie (partie visible)longueur : 14,00 m 2,00 m hauteur mini : 3,50 m

Béton Fournisseur : Ciment : Dosage en ciment :Origine granulats : Adjuvants : néant Réactivité à confirmer

Investigations réalisées

Diagnostic IDP de Février 1996 (CETE Aix)(méthodes, résultats) :

de température à la prise

Type de suivi :Indice de fissuration - 2 bases (Décembre 2000)

(horizontales ou biaises)

Rédigé par :

Fozières

Ruisseau de Fozières

hauteur maxi : épaiss. :

RAPID'BETON - Le Bosc (34)CPA 55 R - Lafarges Port La Nouvelle350 Kg/m3Carrières de Vergèse (30) et carrières SOLAG à Gignac (34)

Carottages réalisés en avril 2000 et Decembre 2000Réaction sulfatique interne due à une élévation importante

Extensomètrie mécanique implantée en Juillet 1998

Extensomètrie grande base (1m) - 1 base (Déc. 2000)Distancemètrie fil Invar (Décembre 2000)

Classement / Indice / Evolution : Evolution très importante de certaines fissures

P. Reynaud/G. Lemestre

VIADUC DE FOZIERE

5454

Description de l'instrumentation

Indice de fissuration

Base 1 Pile Sud Face Nord : Zone très fissurée

Base 2 Pile Sud Face Nord : Zone peu fissurée

20 Plots implantés sur le chevêtre permettant de mesurer les variations de longueur, largeuret hauteur

Température / Hygrométrie

Distancemétrie à fil invar

Température uniquement (trous dans le béton du chevetre)

Instrumentation de l'ouvrage


5555

Date Intervention Résultats/Commentaires/Graphiques éventuels

août-98 Point Zéro implantation sur 20 fissures

à

déc.-00 soit 9 interventions fissures verticales : évolution faible ou négligeable

déc.-00 point zéro implantation indice de fissuration

juin-01 première mesure

apparition de nouvelles fissures

oct.-01 deuxième mesure indice de fissuration

déc.-01 troisième mesure indice de fissuration

fissures horizontales ou biaises : évolution importante et linéaire

sur sommier : évolution faible ou nulle sur fissures transversales, évolution significative sur fissures longitudinales

Base 1: IFo = 1,64 - Base 2: IFo = 0,55

implantation distancemètrie fil Invar

indice de fissuration : pas d'évolution de IF

distancemètrie : évolution très faible (température)

Base 1:IFo=1,67-Base 2:IFo=0,45

distancemétrie


distancemétrie




à









Base 1: IFo = 1,64 - Base 2: IFo = 0,55





distancemétrie


distancemétrie




à









Base 1: IFo = 1,64 - Base 2: IFo = 0,55





distancemétrie


distancemétrie




à









Base 1: IFo = 1,64 - Base 2: IFo = 0,55





distancemétrie


distancemétrie


5656



Mise à jour :12/08/2009









longueur : 14 m 2 m hauteur mini : 3,5 m

Béton :

Fournisseur :

Ciment : Portland de type CEM I (C3A : 9,8%; SO3 : 2,6%, Na2O équivalent : 1,1%)

Dosage en ciment : 400 kg/m3

Origine granulats : Réactivité :

Adjuvants :


Indice de fissuration : 1 à 2 mm/m suivant les zones

Ouverture de la fissure isolée la plus ouverte : 1,9 mm



Fissuration faible



╚> Aciers endommagés ? X oui non






Allongements : 0,33 % au bout de 8 mois

Potentiel : Négligeable (allongement < 0,04 % à 12 mois)


X Fort (allongement > 0,12 % à 12 mois)

Fozières



IFo =fo =

(IFo < 1 mm/m et fo < 0,5 mm) État de fissuration

(IFo ≥ 1 mm/m et 0,5 ≤ fo ≤ 1,5 mm)

(fo > 1,5 mm)

VIADUC DE FOZIERE


5757





Analyse simplifiée de la structure par le maitre d'ouvrage

X Analyse de la structure par un bureau d'études "ouvrages" avec des





Niveau V2 Affectent la durabilité de la structure


Niveau V4 X Affectent la sécurité de la structure

Criticité


Potentiel de gonflement : Fort (négligeable, faible ou fort)


Criticité de la structure : C0 C1 C2 C3 X C4


Niveau d'enjeux : Ouvrage à enjeux faibles - E0

X Ouvrage à enjeux modérés – E1

Ouvrage à enjeux importants – E2



Niveau de traitement : Niveau N0 Niveau N1

Niveau N2 X Niveau N3

Rédigé par : D. Germain

Analyse de la structure par le maitre d'oeuvre


5858

Travaux - Fiche de synthèse des travaux réalisés


Mise à jour :12/12/2009









longueur : 14 m 2 m hauteur mini : 3,5 m



Aléas : AR X RSI

Potentiel : Négligeable Faible X Fort


Vulnérabilité de la structure : V1 V2 V3 X V4

Criticité de l'élément : C0 C1 C2 C3 X C4

Niveau d'enjeu : E0 X E1 E2 E3

Niveau de traitement : N0 N1 N2 X N3


Maître d'ouvrage : État

Maître d'œuvre :

Contrôle des études : DOA du CETE d'Aix en Provence

Contrôle de chantier : LRPC d'Aix en Provence

Type de traitement : Démolition / reconstruction

Objectif du traitement : Remettre l'élément dans son état d'origine

Coût de l'opération : 1,2 Millions d'euros

Durée du chantier : 6 mois



Pas de produit spécifique hormis une composition de béton adaptée pour la reconstitution de la pièce

Fozières



Direction Interdépartementale des Routes Méditerranée (DirMed) - SIR de Montpellier

Remplacement du chevêtre à l'identique avec scellement d'armatures entre le fût de pile et le chevêtre pour reconstituer l'encastrement

VIADUC DE FOZIERE


5959


Travaux hors circulation

Mise de l’ouvrage sur palées provisoires

Démolition par sciage du chevêtre en blocs par fil diamanté

Coulage du nouveau chevêtre en place

6060

Pont de Gevry


6161

Fiche de suivi de gonflement de l'ouvrage:


Mise à jour :10/11/2009


Identification de l'ouvrageN° d'identification : Commune :

Voie portée : RD905 (ex RN5) Obstacle franchi : Doubs

Type de l'ouvrage : Traitements déjà réalisés (natures,dates) :

Site d'exposition :

Année de construction : 1952 à 1954


Partie d'ouvrage concernée : fûts des piles P2 et P3 en béton non armé

Environnement : site aquatique

Géométrie (partie visible)longueur : 9,68 m 5,72 m hauteur mini : 2,30 m

Béton Fournisseur : Ciment : Portland de type CEM I; C3A = 12%

Origine granulats : Réactivité :Adjuvants :

Gevry (39)

Pont à poutres sous chaussées en béton armé

* Remplacement des murs garde-grêve des culées (1984)

* Etanchéité générale B3A (1985)

* Joints de chaussée (1985 et 2004)

* Dispositifs de retenue et corps de trottoirs (2002)

* Dépose des saumoducs entre poutres (2006)


Dosage en ciment :

560 et 590 kg/m3 +/- 60 pour les culées; entre 380 et 460 kg/m3 pour les piles (+/- 40 à 50) ; variable au sein d’une même pièce…

Nom de l'ouvragePont de GEVRY sur le Doubs

6262


Diagnostic (méthodes, résultats) :IDP OA de 1982, mars 1986, 1994, août 1999 et juin 2005 :

peu d’espèces réactives RAS, globalement sain, réaction alcali silice très localisée

Conclusions:

Type de suivi :

* pas de déformation globale significative

Rédigé par :

* Ecoulements aux abouts des poutres de rive et hourdis en encorbellement * Culée 0 (RD) : - fissuration multidirectionnelle jusqu’à 1 mm + efflorescences actives (garde grêve jusqu’à 3 mm ; murets cache jusqu’à 5 mm) - écoulements, humidité * Pile 1 : - écoulements, humidité * Pile 2 (site aquatique): - fissuration multidirectionnelle jusqu’à 2 mm - écoulements, humidité * Pile 3 (site aquatique): - reprises bétonnage ouvertes jusqu’à 1 cm - fissuration multidirectionnelle avec faïençage à grosses mailles (plusieurs mm – 5 mm en face RG) + efflorescences actives - écoulements, humidité * Culée RG : - fissuration multidirectionnelle jusqu’à 0,2 mm + efflorescences actives - fissuration multidirectionnelle et faïençage sur murets cache - écoulements, humidité

* Pile 3 (site aquatique): - reprises bétonnage ouvertes jusqu’à 1 cm - fissuration multidirectionnelle avec faïençage à grosses mailles (plusieurs mm – 5 mm en face RG) + efflorescences actives - écoulements, humidité * Culée RG : - fissuration multidirectionnelle jusqu’à 0,2 mm + efflorescences actives - fissuration multidirectionnelle et faïençage sur murets cache - écoulements, humidité

En 2001: Test acétate d’uranyle (LRPC Autun ) et examen au MEB (LCPC) :

gonflement interne dû à une réaction sulfatique et alcali-réaction pour la culée 4 RG et la pile 3 (prépondérance réaction sulfatique pour cette dernière)

En 2003 : Essais expansion résiduelle pour la RAS (LRPC Lille) :

100. 10-6 m/m/an pour pile 3 et 76. 10-6 m/m/an pour culée 4 RG : quasiment plus d’évolution

En 2003: Test acétate d’uranyle (LRPC Autun ) et MEB (LCPC) pour la pile 1 et le tablier:

En 2003: Recalcul du tablier (ARTCAD)

En 2006: Diagnostic béton armé du tablier (LRPC Autun et LREP Melun)

En 2007: Composition minéralogique (LCPC) :

* Porosité élevée pour les culées (14,6%: durabilité potentielle faible) par rapport aux piles (11,8%: durabilité potentielle élevée); présence de nids de cailloux... * Liants hydrauliques : - ciment Portland de type CEM I; C3A = 12% - fort dosage en ciment pour les culées ( 560 et 590 kg/m3 +/- 60) - dosage en ciment compris entre 380 et 460 kg/m3 pour les piles (+/- 40 à 50) - dosages variables au sein d’une même pièce… * Teneurs en alcalins actifs élevées (entre 3 –« P1 saine »- et 4,8 kg/m3 –« P2 altérée »)

En 2007: Examens microscopiques (LCPC) :

Pile P1 saine Culée 0 RD, piles P2 et P3: RSI plus ou moins prononcée

En 2007: Essais de réactivité vis à vis de la réaction sulfatique (LCPC) :

Premier lot (“P3 altérée”, “P2 saine”, “C0 altérée” et “P1 saine”): expansion à 240 jours < 0,01% Second lot (“P2 et P3 altérées”): faible gonflement < 0,04%, non stabilisé mais cinétique lente

Origine RSI : échauffement important aux jeunes âges (dosages élevés en ciment CEMI, températures extérieures chaudes) + caractéristiques constituants béton + humidité... – Pile P1 : pas de risque d’expansion – Culée RD : gonflement stabilisé – Piles P2 et P3 (zones altérées) : gonflement résiduel faible

Suivi indices de fissuration sur la pile 3: référence: 15/04/2003, périodicité: 3, puis 6, puis 12 mois

Suivi distancemètre à fil invar sur la culée RD et la pile 3: référence: 16/05/2003, périodicité: 3, puis 6, puis 12 mois

Classement / Indice / Evolution :* fissuration « négligeable » à « forte »

* pas d’évolution significative ; on note cependant une légère évolution suite aux mesures de juin et octobre 2005 (fissuration « faible » en partie inférieure, « forte » en partie supérieure)

* ouvrage en situation de « dommage intermédiaire » (endommagé mais évoluant peu)

CETE de Lyon – LRPC-Autun


6363

Description de l'instrumentationSuivi indices de fissuration sur la pile 3:

4 repères implantés sur les 2 faces de la pile P3 (parties supérieure et inférieure)

4 repères implantés sur le mur de front de la culée C0 en RD et sur le parement de la face RG de la pile P3

Suivi distancemètre à fil invar sur la culée RD et la pile 3:

6464



Mise à jour :10/11/2009




Site d'exposition :






Béton Fournisseur : Ciment : Portland de type CEM I; C3A = 12%

Origine granulats : Réactivité :Adjuvants :


Indice de fissuration : de 0,71 à 2,75 mm/m

Ouverture de la fissure isolée la plus ouverte : jusqu'à 10 mm



Fissuration faible



╚> Aciers endommagés ? oui X non (fûts des appuis en béton non armé)

Gevry (39)

Pont à poutres sous chaussées en béton armé

* Remplacement des murs garde-grêve des culées (1984)






Dosage en ciment :

560 et 590 kg/m3 +/- 60 pour les culées; entre 380 et 460 kg/m3 pour les piles (+/- 40 à 50) ; variable au sein d’une même pièce…

IFo =fo =

(IFo < 1 mm/m et fo < 0,5 mm) État de fissuration (IFo ≥ 1 mm/m et 0,5 ≤ fo ≤ 1,5 mm)

(fo > 1,5 mm)

Nom de l'ouvragePont de GEVRY sur le Doubs


6565


Type de pathologie : x AR X RSI



Essais réalisés : X Méthode LPC n°44 X Méthode LPC n°66 ou 67

Allongements : < 0,04 % au bout de 8 mois

Potentiel : X Négligeable (allongement < 0,04 % à 12 mois)

x Faible (0,04 % ≤ allongement ≤ 0,12 % à 12 mois)







Analyse de la structure par le maitre d'œuvre






Niveau V2 Affectent la durabilité de la structure


Niveau V4 X Affectent la sécurité de la structure

Criticité

Environnement de l'élément : Sec X Humide X Mouillé

Potentiel de gonflement : négligeable (négligeable, faible ou fort)


Criticité de la structure : C0 C1 X C2 C3 C4




X Ouvrage à enjeux importants – E2



6666


Niveau de traitement : Niveau N0 Niveau N1

X Niveau N2 Niveau N3

Rédigé par : CETE de Lyon – LRPC-Autun


6767



Mise à jour :10/11/2009




Site d'exposition :








Aléas : x AR X RSI

Potentiel : X Négligeable x Faible Fort

Environnement : Sec X Humide X Mouillé

Vulnérabilité de la structure : V1 V2 V3 X V4

Criticité de l'élément : C0 C1 X C2 C3 C4


Niveau de traitement : N0 N1 X N2 N3


Maître d'ouvrage : Conseil Général du Jura CG39

Conseil Général du Jura CG39 Direction des Routes Départementales

Contrôle des études :

Contrôle de chantier :

Type de traitement : Culées: revêtement d'imperméabilisation; Piles P2 et P3: ceinturage par coque BA

Objectif du traitement : Piles : Protection contre l'érosion par chocs de corps flottants

Culées : Limitation des arrivées d'eau pour assurer la durabilité de l'élément

Coût de l'opération : 235 K€ TTC (montant du Marché)

Durée du chantier : Tranche ferme: 4 mois et 2 tranches conditionnelles de 2 x 2 mois

Gevry (39)

Pont à poutres sous chaussées en béton armé * Remplacement des murs garde-grêve des culées (1984)






Maître d'oeuvre :

CG39 Chargé de mission OA assisté par le CETE de Lyon (DOA et LRPC Autun)

CG39 Chargé de mission OA + CTRD de Dôle Chaussin assisté du LRPC Autun et du LRPC de Strasbourg

Nom de l'ouvrageNom de l'ouvragePont de GEVRY sur le Doubs

6868




Pour les culées C0 et C4:- nettoyage des surfaces à protéger par sablage (le traitement à l'aide de nettoyeur haute pression s'avérant insuffisant)- traitement des fissures d'ouverture supérieure à 0,5 mm après ouverture des lèvres, à l'aide d'un mortier de réparation fibré à retrait compensé LANKOREP 731- revêtement des parements du mur de front et des murs en retour à l'aide d'un mortier souple d'imperméabilisation LANKOLASTIC 228 mis en œuvre en 2 couches avec interposition entre la première et la deuxième couche d'une armature RM (grille polyester de renfort)

Travaux prévus et non réalisés (reportés en 2010):- mise en œuvre d'une étanchéité par film mince adhérent au support SINOTANE (polyuréthane bicomposant appliqué à une température d'environ 60°C à l'aide d'un pistolet) sur le sommier des culées.La présence d'humidité résultant de défaut d'étanchéité des joints de trottoir a nécessité de reporter ces travaux.

Pour les piles P2 et P3:- comblement des puits de mine- ceinturage des fûts de pile par une coque constituée de 10 éléments préfabriqués plans et de 4 éléments préfabriqués courbes- un vide est laissé entre le parement du fût et cette ceinture permettant de reprendre les éventuels gonflements résiduels- purge des mauvais matériaux sur les enceintes en palplanches permettant l'encastrement des ceinturages de piles et remplissage à l'aide d'un béton- réalisation en prolongement du sommier d'un couronnement en béton armé permettant de coiffer la ceinture (pour empêcher la pénétration d'eau)- mise en œuvre d'une étanchéité constituée par un film de polyuréthane à prise instantanée projetée à la base des piles (sur une hauteur de 0,50 m)- mise en œuvre d'une peinture sur le parement du ceinturage.

Protection des culées CO et C4:- traitement des fissures à l'aide d'un mortier fibré à retrait compensé: le LANKOREP 731- protection et imperméabilisation à l'aide d'un mortier souple d'imperméabilisation : le LANKOLASTIC 228- renforcement du revêtement par mise en œuvre entre la première et la deuxième couche de LANKOLASTIC d'une armature RM (grille polyester maille 3 mm x 3 mm)- étanchéité du sommier à l'aide de la résine SINOTANE 2

Protection des piles:- les éléments de la coque ont été préfabriqués par l'entreprise dans ses ateliers considérés comme un chantier. Le béton BPS NF EN206-1 XA2(F) C35/45 Dmax 22,4 S3 CEMIII/A 52,5 PMES Cl à,65 (ciment Calcia) a été fabriqué par une centrale bénéficiant du droit d'usage de la marque NF-BPE- clavetage des éléments préfabriqués (largeur de 0,30 m) à l'aide d'un mortier à retrait compensé le CLAVEX 701, le coffrage intérieur du clavage étant constitué par un NERPAC- le béton de comblement entre les palplanches et la base de l'enceinte (BPS C35/45 AGRIROC CEMIII/A Holcim) a été fourni par une centrale bénéficiant du droit d'usage de la marque NF-BPE - l'étanchéité de la partie inférieure de l'enceinte a été réalisée à l'aide d'un film mince adhérent au support le FLEXTER 300- le parement de l'enceinte a été recouvert par un système de peinture certifié ACQPA: système BV916 pour partie vue:- 1ière couche: ACCOPAINT E epoxyde sans solvant 150 micromètres- 2ième couche: ACCOPAINT E epoxyde sans solvant 150 micromètres- 3ième couche: ACCOPAINT UV polyuréthane solvanté 50 micromètres

Protection des culées C0 et C4:Les culées sont accessibles à pieds. La mise en œuvre du revêtement a été réalisée au rouleau à partir d'un échafaudage.

Protection des piles:Les piles P2 et P3 sont situées dans le lit mineur du Doubs. L'accès aux piles a été imposé à partir de la berge en utilisant un bateau.La plateforme autour de la pile était constituée par la partie supérieure du massif de fondation protégée par des palplanches et par un élargissement posé sur des consoles fixées sur les palplanches. Un échafaudage périphérique a été mis en œuvre sur cette plateforme . Le stockage des matériaux se faisait par l'intermédiaire de 2 barges.Les éléments constituants l'enceinte ont été préfabriqués dans les ateliers de l'entreprise (préfabrication foraine). Ils ont été transportés sur une aire de stockage à proximité du chantier. Repris sur cette aire, ils ont été transportés et déchargés par une grue depuis la RD905. La mise en place sous le tablier du pont a été réalisée en utilisant un palan qui se déplaçait sur un profilé métallique fixé sous les poutres du tablier. Le guidage des éléments était assuré par un profilé implanté sur le béton des fondations.Le clavetage a été réalisé en 2 phases (partie inférieure puis partie supérieure).La mise en peinture a été réalisée au rouleau.


6969

Pont de Beynost

7070



Mise à jour :07/07/2010


Identification de l'ouvrageN° d'identification : IN108405 Commune : SAINT MAURICE DE BEYNOST

Voie portée : ex RN 1084 Obstacle franchi :

Type de l'ouvrage : poutres Traitements déjà réalisés (natures,dates) : aucun

Site d'exposition : néant



Partie d'ouvrage concernée : chevêtre de l'appui P2 exposé à l'ouest

Environnement : aérien, exposé à la pluie

Géométrie (partie visible)longueur : 12,60 1,00 hauteur mini : 1,45Béton Fournisseur : Ciment : CPA 55 (C3A = 11 %)

350 kg/m3

Origine granulats : Réactivité :Adjuvants : non


Diagnostic (méthodes, résultats) :

Rédigé par : CETE de Lyon – LRPC-Lyon

voie SNCF (ligne Lyon Ambérieu)


Dosage en ciment :

alluvions fluvio-glaciaires

mai 1992 : inspection détaillée (CDOA), about du chevêtre fissuration < 0,3 mm

juillet 1997 : inspection détaillée (LRL), about du chevêtre fissuration jusqu'à 2 mm

décembre 1999 : prélèvement de 2 carottes, pour recherche d'alcali-réaction (fluorescence des ions uranyles aux UV) puis d'ettringite, présence en faible quantité de gel d'alcali-réaction et présence d'ettringite différée

décembre 2002 : inspection détaillée (LRL) et prélèvements de 3 carottes pour des essais MEB complémentaires

octobre 2004 : prélèvements par carottage pour analyse au MEB et essais de gonflement résiduel

décembre 2004 à juillet 2008 : mesures distancemétriques par fils INVAR et indice de fissuration, fréquence 6 mois, pas d'évolution notable constatée

PS 2 SNCF au PR 0,300St Maurice de Beynost



Mise à jour :07/07/2010











350 kg/m3







Dosage en ciment :











Mise à jour :07/07/2010











350 kg/m3







Dosage en ciment :








PS 2 SNCF au PR 0,300St Maurice de BeynostFiche de suivi de gonflement de l'ouvrage


Mise à jour :07/07/2010











350 kg/m3







Dosage en ciment :










7171

Légendebase d'indice de fissuration

sonde de température

autre (à préciser)


bases de distancemètre

L’objectif de l’instrumentation est de suivre l’évolution de la fissuration de l’about du chevêtre et du

gonflement de la pièce. Une partie du chevêtre a été instrumentée afin de suivre l'évolution du

phénomène de gonflement. Des repères (quatre repères d'angle et huit repères droits) ont été collés avec

de la résine sur les arêtes du chevêtre enserrant celui-ci d'un réseau de mesure.



sonde de température

autre (à préciser)



L’objectif de l’instrumentation est de suivre l’évolution de la fissuration de l’about du chevêtre et du

gonflement de la pièce. Une partie du chevêtre a été instrumentée afin de suivre l'évolution du

phénomène de gonflement. Des repères (quatre repères d'angle et huit repères droits) ont été collés avec

de la résine sur les arêtes du chevêtre enserrant celui-ci d'un réseau de mesure.


7272

Date Intervention

19/11/200406/12/2004 " IF= 1,31 (face avant)25/05/2005 " IF= 1,35 (face avant)23/11/2005 " IF= 1,35 (face avant)07/11/2006 " IF= 1,28 (face avant)03/07/2007 " IF= 1,37 (face avant)20/12/2007 " IF= 1,37 (face avant)17/07/2008 " IF= 1,39 (face avant)

Des mesures de gonflements résiduels ont été réalisées par le LCPC.

mesures distancemétrique et indice de fissuartion

L’indice 1 ou 2 correspond à des essais pratiqués sur deux morceaux issus d’une même carotte. Globalement, les courbes tendent vers un palier. Les expansions résiduelles les plus grandes correspondent à la carotte n°9 (0,076 %), située en zone dégradée mais dont la fissuration reste modérée, et à la carotte n°5 (0,051 %) prélevée sur le chevêtre d’apparence saine de la culée 1.


12-2

Saint M aur ice de be ynos t

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0 28 56 84 112 140 168 196 224 252 280 308 336 364 392 420 448

Te m ps (jours )

Ex

pan

sio

n (

%)

SMB 10-1

SMB 10-2

SMB 3

SMB 5

SMB 7-1

SMB 7-2

SMB 9-1

SMB 9-2

SMB 12-1

SMB 12-2

Résultats/Commentaires/Graphiques éventuels


7373



Mise à jour :07/07/2010









longueur : 12,60 1,00 hauteur mini : 1,45

Béton :

Fournisseur :

Ciment : CPA 55 (C3A = 11 %)


Origine granulats : Réactivité :

Adjuvants : non


Indice de fissuration : 1,4 mm/m

Ouverture de la fissure isolée la plus ouverte : 2 mm



Fissuration faible


Fissuration importante x

╚> Aciers endommagés ? oui x non pas de corrosion apparente


Type de pathologie : AR x RSI


Type d'éprouvettes : x Carottées x Reconstituées

Essais réalisés : x Méthode LPC n°67 x Méthode LPC n°66 ou 67

Allongements : 0,04 à 0,08 % au bout de 250 mois sur carottes


x Faible (0,04 % ≤ allongement ≤ 0,12 % à 12 mois)





IFo =fo =

(IFo < 1 mm/m et fo < 0,5 mm)État de

fissuration (IFo ≥ 1 mm/m et 0,5 ≤ fo ≤ 1,5 mm)

(fo > 1,5 mm)

PS 2 SNCF au PR 0,300St maurice de beynost

7474


Rôle de l'élément atteint dans la structure : x Structurel Non structurel

Élément aisément remplaçable : x Non Oui


Analyse simplifiée de la structure par le maitre d'ouvrage

x Analyse de la structure par le maitre d'œuvre






Niveau V2 x Affectent la durabilité de la structure



Criticité

Environnement de l'élément : Sec x Humide Mouillé

Potentiel de gonflement : faible (négligeable, faible ou fort)


Criticité de la structure : C0 x C1 C2 C3 C4




x Ouvrage à enjeux importants – E2



Niveau de traitement : Niveau N0 x Niveau N1

Niveau N2 Niveau N3




7575



Mise à jour :07/07/2010






Caractéristiques de la partie d'ouvrage à traiter



longueur : 12,60 1,00 hauteur mini : 1,45


Fissuration avant travaux : Inexistante Faible Significative x Importante

Aléas : AR x RSI

Potentiel : Négligeable x Faible Fort

Environnement : Sec x Humide Mouillé

Vulnérabilité de la structure : V1 x V2 V3 V4

Criticité de l'élément : C0 x C1 C2 C3 C4

Niveau d'enjeu : E0 E1 x E2 E3

Niveau de traitement : N0 x N1 N2 N3

Données principales de l'opération (à venir)Maître d'ouvrage : Conseil Général de l'Ain

Maître d'œuvre : NC

Contrôle des études : NC

Contrôle de chantier : NC

Type de traitement : Étanchéité du parement


Coût de l'opération : 7 k€ HT (estimation sommaire)

Durée du chantier : NC

Description des travaux envisagés

Application d'un revêtement épais après traitement des fissures

Caractérisation des produits préconisés



Le complexe proposé se compose de plusieurs couches et est constitué : d’une couche d’un primaire de nature époxydique, d’une couche d’épaisseur de l’ordre de 2 mm d’une résine de nature polyuréthane élastomère réactive et d’une finition anti-UV

PS 2 SNCF au PR 0,300St maurice de beynost

7676

PS de l’A71


7777

fiche de suivi 31/08/2010 1



Mise à jour :14/12/2009


Identification de l'ouvrage

N° d'identification : 617 Commune :

Voie portée : CR 17 A 71

Type de l'ouvrage : PSDP Traitements réalisés (natures,dates):

Site d'exposition : rural



Partie d'ouvrage concernée : Chevêtres des culées

Environnement :Géométrie (partie visible)longueur : 6,5 m 1,4 m hauteur mini : 1 m 1,5 mBéton Fournisseur : Ciment :

400 kg/m3

Origine granulats :

Adjuvants :

Épineuil-le-Fleuriel

Obstacle franchi :


CPA 55R de Beffe

Dosage en ciment :

Gravillon concassé de la carrière Mailleraie à Huriel (03) ;

sable roulé du Cher ; Filler calcaire MEAC

Pozzolith 391 N (société TTB)

A71 - PSDP 617

7878

fiche de suivi 31/08/2010 2


Diagnostic (méthodes, résultats) :Carottage des deux chevêtres


sonde d'hygrométrie sonde de température

autre (carottages)


Incertitude de la mesure de température : 0,1 °C

Date Intervention Résultats/Commentaires/Graphiques éventuelsT

(mm)

19/03/09 6011,22 10,8 0 020/07/09 6012,3 21,4 20,6 19,9615/10/09 6012,4 11,3 1,18 1,15

Rédigé par : Jean-François SEIGNOL

Installation d'un distancemètre sur le chevêtre est

Mise en place de deux plots scellés pour distancemètre à fil invar, parallèle à la plus grande longueur du chevêtre (base de 6 m)Percement d'un trou pour installer une sonde de température pendant les mesures au distancemètre.


Incertitude de la distancemétrie au fil Invar : 0,3 mm

L mesurée DL brut DL cor.

DistancemétrieDistancemétrieDistancemétrie




7979

fiche de traitement 31/08/2010 3



Mise à jour :14/12/2009

Identification de l'ouvrage

N° d'identification : 617 Commune :

Voie portée : CR 17 Obstacle franchi : A71

Type de l'ouvrage : PSDP Traitements déjà réalisés (natures,dates) :




Partie d'ouvrage concernée : Chevêtres des culées


longueur : 6,5 m 1,4 m hauteur mini : 1 m 1,5 m

Béton :

Fournisseur :

Ciment :


Origine granulats :

Adjuvants :


Indice de fissuration : non relevé mm/m

Ouverture de la fissure isolée la plus ouverte : 3 mm



Fissuration faible

Fissuration significative x

Fissuration importante

╚> Aciers endommagés ? oui non






Allongements : 0,24 % au bout de 15 mois



X Fort (allongement > 0,12 % à 12 mois)

Épineuil-le-Fleuriel


CPA 55 R de Beffe

Gravillon concassé de la carrière Mailleraie à Huriel (03) ;

sable roulé du Cher ; Filler calcaire MEAC

Pozzolith 391 N (société TTB)

IFo =fo =

(IFo < 1 mm/m et fo < 0,5 mm) État de fissuration (IFo ≥ 1 mm/m et 0,5 ≤ fo ≤ 1,5 mm)

(fo > 1,5 mm)

A71 - PSDP 617

8080

fiche de traitement 31/08/2010 4











Niveau V2 X Affectent la durabilité de la structure



Criticité


Potentiel de gonflement : fort (négligeable, faible ou fort)


Criticité de la structure : C0 C1 X C2 C3 C4



X Ouvrage à enjeux modérés – E1

Ouvrage à enjeux importants – E2



Niveau de traitement : Niveau N0 X Niveau N1

Niveau N2 Niveau N3

Rédigé par :

Analyse de la structure par le maitre d'oeuvre


Jean-François Seignol


8181

Annexe 2 : Recalcul par modélisation

numérique appliquée à la RSI


83

ANNEXE 2

1 Objectif du recalcul

Le recalcul d’une structure atteinte de RSI doit permettre de fournir au gestion-naire des informations réalistes et fiables sur l’état des éléments constitutifs d’une structure en béton (en termes de contraintes, de déformations et de dégradations de leurs propriétés), lorsque celle-ci (ou certaines parties de celle-ci) souffre de RSI. En effet, la RSI est un phénomène hétérogène, qui peut affecter différemment les divers éléments d’un même ouvrage. Outre la variation de nature des bétons constituant différentes parties d’un ouvrage, les dimensions variées des éléments conduisent à des élévations de températures non uniformes durant la prise du béton et, par consé-quent, à une formation différée d’ettringite plus ou moins forte. La connaissance de la pathologie à l’échelle du matériau (ampleur et cinétique des expansions) n’est donc pas suffisante, et la modélisation de l’ensemble de la structure est le seul moyen pour appréhender avec le niveau de fiabilité suffisant les interactions entre les gon-flements dus à la RSI, la résistance à ces expansions due à la rigidité des éléments structurels, les contraintes générées par les chargements extérieurs, celles causées par le bridage, voulu ou fortuit, des gonflements et celles relevant de l’hétérogénéité des développements de la réaction.

Dans le cadre de l’expertise d’un ouvrage atteint de RSI et, a fortiori, pour concevoir un projet de traitement ou de réparation adapté à la pathologie, il sera nécessaire d’utiliser un modèle numérique afin de :

– connaître l’état de contrainte dans le béton engendré par le gonflement empêché (par les armatures, les éléments moins touchés par la pathologie,...) ;– connaître les surtensions transmises aux armatures actives et passives par le béton ;– déterminer les redistributions d’effort hyperstatiques dues aux déformations du béton ;– prédire l’évolution de ces mêmes contraintes dans le futur si aucune intervention n’est faite sur l’ouvrage ;– évaluer l’ampleur des déplacements à subir dans le futur en raison du potentiel de gonflement résiduel, et par conséquent les éventuelles dégradations de l’apti-tude au service de l’ouvrage ;– évaluer l’efficacité d’un projet de réparation, qu’il s’agisse d’intervenir sur les facteurs physico-chimiques influençant la réaction elle-même ou de mettre en œuvre des dispositions d’ordre mécanique pour corriger les conséquences de la pathologie.

Cette annexe s’appuie sur des travaux de recherche réalisés au LCPC, et en particu-lier la thèse de doctorat de Nizar Baghdadi [1]. À notre connaissance, il s’agit, pour l’heure, du seul modèle numérique existant pour traiter de l’influence de la RSI sur les structures en béton. Ce modèle est implanté dans le logiciel de calcul par éléments finis CESAR-LCPC [2] ; il porte le nom de module RGIB, pour réactions de gonfle-ment interne dans les bétons, il constitue une extension du module ALKA développé pour traiter les ouvrages atteints de réaction alcali-silice.

84

2 Modèle utilisé

Le modèle de calcul présenté dans cette annexe est une extension du modèle déve-loppé pour la réaction alcali-silice, tel qu’il a été présenté dans l’annexe 4, Méthode de recalcul de structure pour un béton atteint d’alcali-réaction du guide [3].

2.1 Présentation du modèle chemo-mécanique

Le modèle utilisé pour représenter le béton atteint de RSI est dit chemo-mécanique parce qu’il associe dans une même équation de comportement les caractéristiques mécaniques du béton et les déformations générées par le développement de la réac-tion. En s’appuyant sur des travaux récents relatifs à la modélisation des réactions de gonflement [4], on utilise une décomposition additive de la loi de comportement :

(1)

La déformation totale ε est la somme d’une composante élastique εe, d’une défor-mation permanente éventuelle due à la plasticité du matériau εp, d’une déformation causée par le retrait de dessication εs et d’une déformation imposée par le dévelop-pement de la RSI εχ. C’est ce dernier terme que nous allons détailler dans les pages suivantes.

Notons simplement que, dans le module RGIB du programme CESAR-LCPC, les autres composantes de la loi de déformation sont obtenues de façon tout à fait classique :

– la déformation élastique est reliée à l’état de contrainte par la loi de Hooke ;– la déformation permanente, qui permet de rendre compte du caractère élasto-plastique du béton, est déterminée à partir d’un critère de plasticité de Willam-Warnke ;– le retrait de dessication ou le gonflement hydrique sont reliés linéairement aux variations du degré de saturation du matériau [5].

Ces lois rhéologiques ont été choisies ainsi parce qu’elles représentent un bon com-promis entre leur capacité à simuler le comportement réel du matériau et la simpli-cité de leur calibration et de leur emploi.

La déformation chimique générée par la RSI s’écrit

(2)

soit comme le produit d’un potentiel de gonflement ε∞ et d’une fonction ξ du temps t appelée degré d’avancement de la réaction. Le potentiel de gonflement représente l’expansion qui peut apparaître dans un béton placé dans des conditions idéales (du point de vue de la RSI s’entend) de température et d’humidité, libre de toute contrainte et après un temps infini.

Le degré d’avancement est adimensionnel, variant de 0 à 1. En première approxima-tion, on peut le considérer comme un degré d’avancement au sens de la cinétique chimique1 ; il est égal à la quantité de gonflement produite à l’instant t rapportée au gonflement théoriquement possible au bout d’un temps infiniment long.

1. Cette interprétation est en réalité mise en défaut lorsqu’on se penche sur le mécanisme micromécanique à l’origine des gonflements observés à l’échelle macroscopique : un degré d’avancement proche de 0 ne traduit pas forcément une faible quantité de produits formés par la réaction, il peut aussi exprimer de faibles gonflements alors qu’une grande quantité d’ettringite a été formée, pour peu que celle-ci dispose de nombreux vides à combler au sein de la porosité du béton.


85

2.2 Cinétique du gonflement

La cinétique de l’expansion engendrée par la RSI est toute entière contenue dans la fonction ξ. Son expression est donnée par l’expression suivante issue du modèle de Brunetaud, qui est une extension de la loi proposée par Larive [6] pour les bétons atteints de réaction alcali-silice :

(3)

Dans cette expression, τc représente le temps caractéristique, d’autant plus faible que le phénomène est rapide dans sa phase la plus active. La durée τl, appelée temps de latence, représente la première phase de la RSI, celle pendant laquelle très peu de gonflements sont visibles au niveau du matériau. Les paramètres δ et ϕ, eux aussi homogènes à des durées, permettent de corriger le modèle de Larive afin qu’il prenne mieux en compte la fin du phénomène, comme on peut le voir sur la figure 1. Ces deux paramètres doivent vérifier la relation suivante :

0 ≤ φ ≤ d. (4)

Figure 1. Ajustement de la cinétique des gonflements avec un modèle RSI et le modèle de Larive pour la RAG

2.3 Influence de la température au jeune âge

La température subie par le béton au jeune âge est l’un des facteurs déclenchants de la réaction et elle influe fortement sur l’amplitude des déformations générées à long terme dans le matériau [7]. Les faits suivants ont été mis en évidences par de nombreux travaux expérimentaux :

– il n’y a pas de RSI si la température au jeune âge reste inférieure à une valeur-seuil T0 (de l’ordre de 60 à 70 °C, dépendant notamment du ciment et de sa teneur en alcalins) ;

86

– lorsque T0 est dépassée, les gonflements sont d’autant plus importants que la température du béton a été élevée ;– pour une température au jeune âge donnée supérieure à T0, les gonflements sont d’autant plus importants que l’échauffement est maintenu longtemps, et cela reste vrai tant que la durée d’échauffement n’excède pas quelques jours.2

Afin de prendre en compte ces différents aspects, le potentiel de gonflement ε∞ est pondéré par une fonction de l’histoire thermique au jeune âge {T(t), 0 ≤ t ≤ tM } où tM est la fin du jeune âge (le plus simple est de considérer que tM est le moment où l’ensemble de la structure est en équilibre thermique avec son environnement).

En l’absence de résultats expérimentaux probants sur le sujet, on supposera pour l’instant que l’histoire thermique au jeune âge n’a pas d’influence sur la cinétique des gonflements.

La décomposition de l’ettringite primaire, à l’origine de la RSI, est accélérée par la température selon la loi d’Arrhenius [8] ; le potentiel de gonflement a donc été relié à l’histoire thermique par le modèle suivant :

(5)

(6)

Le terme ε.m agrège l’effet de l’ensemble des paramètres propres à la composition

du béton (nature du ciment, type de granulats, formulation, additions minérales...). L’expression de la fonction f fait intervenir Ea qui est l’énergie d’activation de la réac-tion de déstabilisation de l’ettringite primaire et la constante des gaz parfaits R.

2.4 Influence de l’humidité du matériau

Pour générer une déformation au sein de la matrice cimentaire, l’ettringite a besoin d’eau. Il semble que, en dessous d’une humidité correspondant à un degré de satu-ration s∞ (sa valeur serait d’environ 80 % à 90 %), les gonflements soient stoppés. Au-dessus de ce seuil, l’humidité disponible amplifie à la fois l’expansion et la cinétique. Le modèle prend en compte ce phénomène en pondérant ε∞, τl et τc par des fonctions du degré de saturation s :

(7)

(8)

(9)

2. Pour des durées plus importantes, de l’ordre de 10 jours, certaines études [7] ont montré qu’il y a au contraire une diminution des expansions, laissant penser à l’existence d’un effet de pessimum qui reste, pour l’heure, mal expliqué. Il n’est donc pas pris en compte dans le modèle exposé ici, ce qui doit conduire le modélisateur à la plus grande prudence lorsqu’il traite de pièces en béton ayant subi des échauffements sur de très longues durées.


87

En l’absence de résultats expérimentaux suffisants, il est proposé de prendre m∞ = ml = mc = 1.

2.5 Remarque sur le rôle de la température du matériau

La modélisation de la réaction alcali-silice tient compte du couplage entre la tempé-rature du matériau et la cinétique de la réaction de gonflement, correctement repré-senté par la loi d’Arrhenius [6].

Il n’en est pas de même pour la RSI. En effet, si on peut supposer que la température favorise la réaction grâce à l’agitation thermique, on sait aussi qu’elle la pénalise, puisque l’ettringite qui se forme est d’autant plus instable que la température est élevée. En raison du manque de données actuellement disponibles sur ce sujet, aucun couplage avec la température n’a été introduit dans la présente version du modèle.

2.6 Anisotropie initiale

Avant de provoquer des gonflements visibles à l’échelle macroscopique, les pro-duits de la réaction vont envahir tout le réseau poreux. Or celui-ci peut se trouver orienté par la direction de coulage : les microfissures contemporaines de la prise du ciment, générées par les retraits thermique et endogène, sont souvent préférentiel-lement orientées dans une direction perpendiculaire au coulage. Par conséquent, le gonflement libre d’une pièce de béton est rarement isotrope. On voit apparaître un coefficient d’anisotropie

(10)

si l’on suppose que le coulage se fait verticalement (les indices H et V correspondent aux directions horizontale et verticale).

Cette anisotropie est représentée dans le modèle en utilisant une déformation chimi-que qui s’écrira sous forme tensorielle

(11)

où Ai est le tenseur d’anisotropie dite intrinsèque (par opposition à celle qui est induite par l’état de contrainte développée infra).

(12)

2.7 Influence de l’état de contrainte

Lorsqu’un élément de béton subit une expansion due à la RSI, les déformations chimiques pourront ne pas être isotropes à cause de l’état de contrainte σ : les gon-flements vont préférentiellement se développer dans les directions les moins compri-

88

mées. Ce phénomène, comparable à ce qui a été observé et quantifié pour la réaction alcali-silice, peut être pris en compte à l’aide du modèle suivant [9]

(13)

qui introduit le tenseur d’anisotropie induite As,

(14)

Les angles α et β se calculent par

(15)

(16)

où S1, S2 et S3 représentent les valeurs propres du déviateur de contrainte, fct la résis-tance en traction du matériau et ν son coefficient de Poisson.

2.8 Fissuration induite par la RSI

Le développement d’une réaction de gonflement comme la RSI s’accompagne d’une baisse apparente sensible du module d’Young du matériau, due au développement de la microfissuration au sein de la pâte de ciment durcie sous l’effet des produits de réaction qui envahissent tout l’espace poreux disponible. Du point de vue macrosco-pique, ce phénomène peut être représenté par une loi d’endommagement.

(17)

(18)

Le module initial E0 est donc progressivement dégradé par l’évolution d’une varia-ble d’endommagement d qui vaut 0 pour un matériau sain et tend progressivement vers dm au fur et à mesure que se développe la RSI. Les paramètres ω et εd0 s’obtien-nent par des mesures de module (ou de propagation des ondes ultrasonores) sur des éprouvettes soumises à un essai d’expansion accélérée.

2.9 Récapitulatif du modèle

Le tableau 1 récapitule tous les paramètres du modèle, ainsi que le moyen de les obtenir. Lorsque cela a un sens, des valeurs indicatives sont aussi proposées, qu’on pourra utiliser à défaut de résultats expérimentaux.


89

3 Enchaînement des calculs

On a vu ci-dessus que la loi de comportement d’un béton atteint de réaction sulfati-que interne s’apparentait à une loi élastique ou élastoplastique à laquelle on ajoutait

Notation Paramètre Obtention Valeur-type (unité)

ε∞ Potentiel de gonflement Méthode LPC66 [10] -

τc

Temps caractéristique Méthode LPC66 - (jours)

τl

Temps de latence Méthode LPC66 - (jours)

δ Premier terme correctif Méthode LPC66 - (jours)

ϕ Second terme correctif Méthode LPC66 - (jours)

ε.m

Influence du matériau sur le potentiel de gonflement

Méthode LPC66 et équation (6) -

T0

Température seuil Essais de gonflement libre avec différentes histoires thermiques au jeune âge

330 K

Ea

Energie d’activation de la dégradation de l’ettringite primaire

Gonflements avec différentes histoires thermiques

400 J.mol-1

s∞ Saturation seuil pour déclencher des gonflements

Essais de gonflement sous différents environnements

80 %

m∞ Non-linéarité du couplage potentiel d’expansion / humidité


1 (-)

mc

Non-linéarité du couplage temps caractéristique / humidité


1 (-)

ml

Non-linéarité du couplage temps de latence / humidité


1 (-)

αi

Coefficient d’anisotropie intrinsèque

Mesures de gonflement libre dans différentes directions

De 0,6 à 1

fct

Résistance en traction Essai de traction ou de fendage (MPa)

ν Coefficient de Poisson Mesure lors d’un essai de module (-)

E0

Module d’Young non dégradé

Essai de module sur un béton avant développement de la RSI

(MPa)

dm

Endommagement maximal Mesure de module ou de célérité des US lors d’un essai d’expansion LPC66 ou LPC67 [11]

0,5 à 0,9 (-)

ω Paramètre de la loi d’endommagement

Mesure de module ou de célérité des US lors d’un essai d’expansion LPC66 ou LPC67

3 à 5 (-)

εd0

Seuil d’endommagement Mesure de module ou de célérité des US lors d’un essai d’expansion LPC66 ou LPC67

2 %

Tableau 1. Paramètres du modèle de gonflement

90

une déformation imposée d’origine chimique et, éventuellement, une déformation imposée due au retrait de dessiccation.

Pour connaître la déformation chimique, il faut tout d’abord déterminer le potentiel de gonflement de chaque point de la structure.

3.1 Potentiel de gonflement

Le potentiel de gonflement n’est pas le même dans toute la structure, puisque celle-ci n’a pas connu une histoire thermique homogène au jeune âge (échauffement supé-rieur des pièces massives par rapport aux éléments les plus fins, phasage de construc-tion, rôle de l’environnement et de la nature des parois servant au coffrage...).

Pour déterminer ce potentiel à partir du modèle résumé par les équations (5) et (6), il faut tout d’abord reconstituer l’histoire thermique durant toute la phase de construc-tion et les jours qui l’ont suivie, soit entre les instants t = 0 et t = tM.

Cette étape est réalisée à partir d’un calcul numérique, comme expliqué dans l’an-nexe iv du guide [13].

3.2 Calcul hydrique

Une fois le potentiel de gonflement déterminé pour tous les points de l’ouvrage concerné par la RSI, on doit aussi évaluer l’état hydrique du matériau et ce entre la construction et la date tf à laquelle on veut recalculer l’ouvrage (il peut s’agir de l’instant présent, mais aussi d’une date ultérieure, par exemple si l’on veut réaliser un calcul prédictif). Le champ des degrés de saturation s(x) (x représente un point quelconque de l’ouvrage) est donc à déterminer pour tous les instants t ∈ [0 ; tf].

On va décomposer cette durée en une série de petits intervalles [ti-1 ; ti], i = 1…n avec tn = tf. Si l’on connaît l’environnement hydrique de la structure (les faces imperméa-bles où le flux d’humidité est nul, soit grad s = 0, les faces au contact de l’eau où la saturation est égale à 100 %, les faces au contact avec l’air où la saturation est gouver-née par une condition d’échange entre les deux milieux...) et sa teneur en eau initiale (souvent de l’ordre de 80 ou 90 %, elle peut être déterminée à partir de la formulation du béton), il est alors possible de calculer, à chaque instant ti, le champ des degrés de saturation si(x) en résolvant l’équation de la diffusion au sein d’un milieu poreux

(20)

où Ds représente la perméabilité à l’eau du béton. Ces calculs pourront être réali-sés avec le module DTNL (diffusion non linéaire en régime transitoire) du logiciel CESAR-LCPC.

3.3 Calcul mécanique

Une fois connus le potentiel de gonflement en tout point et la saturation dans l’ouvrage pour chaque instant ti, il est possible de déterminer l’ensemble des défor-mations imposées (chimique et de retrait de dessiccation ou gonflement hydrique) à l’instant ti et alors de résoudre le problème de mécanique qui permet de déterminer les champs de déplacements ui et de contrainte σi. Cependant, on remarque qu’il n’est pas possible de prendre en compte l’influence de la contrainte sur la déformation chimique de façon simple. En effet, à l’instant ti, il faudrait connaître la contrainte σi pour calculer correctement εχ,i mais on doit déterminer εχ,i pour pouvoir trouver


91

la contrainte. La première solution pour lever cette difficulté consiste à utiliser une méthode de résolution itérative. Cette méthode présente l’inconvénient de ralentir considérablement les calculs, ce qui peut être pénalisant dans le cas de modélisations complexes faisant appel à un grand nombre d’éléments finis.

Il est possible de contourner ce problème en considérant que, dans la majorité des cas, le champ de contrainte régnant dans une structure atteinte de réaction de gonfle-ment évolue suffisamment lentement entre deux pas de temps successifs pour qu’il soit admis de calculer la déformation chimique εχ,i à l’aide du champ de contrainte déterminé à l’instant précédent ti-1, soit σi-1.

3.4 Récapitulatif

Le schéma de la figure 2 récapitule l’enchaînement des différentes étapes de calcul.

Figure 2. Enchaînement des calculs

4 Ajustement des modèles

4.1 Loi de gonflement

Pour pouvoir déterminer correctement dans le calcul la loi de gonflement chimique imposée, il est nécessaire de déterminer les différents paramètres qui interviennent dans les équations (2) et (3).

Pour cela, on va utiliser un essai d’expansion, réalisé selon la méthode LPC 66 [10] plusieurs éprouvettes de béton de formulation et de composant identiques à ceux de la structure étudiée. Il va nous donner une courbe complète εχ(t) en fonction du temps pour des conditions idéales. De cet essai, on va tirer les valeurs de ε∞, τc, τl, δ et ϕ en utilisant une méthode d’ajustement au sens des moindres carrés. En particulier,

92

on aura obtenu τc et τl pour des conditions idéales d’humidité, et ε∞ pour ces mêmes conditions et pour une histoire thermique particulière Te(t), celle qui est imposée par l’essai LPC 66.

Dans le cas où il ne serait pas possible de procéder à un essai d’expansion sur des éprouvettes de béton reconstitué (par exemple si le ciment ou les granulats d’origine ne sont plus disponibles ou bien si la formule est inconnue ou mal documentée), on pourra s’appuyer sur un essai d’expansion résiduelle réalisé sur des carottes préle-vées sur l’ouvrage lui-même, selon la méthode d’essai LPC 67 [11]. La reconstruction de l’histoire totale du gonflement à partir de courbes d’expansion incomplètes pourra se faire à l’aide de la méthode présentée dans le guide [3], annexe 4.

4.2 Influence de l’histoire thermique au jeune âge

Pour obtenir les différents potentiels de gonflement ε∞ (x) à travers toute la structure, on va utiliser les équations (5) et (6). Il faut donc connaître la valeur du paramètre qui contient toute l’information sur le matériau lui-même, ε.

m. Celui-ci peut être obtenu à partir de la connaissance du potentiel de gonflement de l’échantillon soumis à l’essai d’expansion, puisque son histoire thermique est connue elle aussi :

(21)

5 Exemple d’application

Cet exemple est décrit plus en détail dans le mémoire de thèse de Nizar Baghdadi [1].

5.1 Structure étudiée

Le viaduc de Fozières a été construit en 1980 et 1981. Il s’agit d’un VIPP à quatre travées, chacune comportant cinq poutres de 40 m de long. En 1989, des symptômes de réaction de gonflement ont été découverts sur les chevêtres des piles. Après ana-lyses [12], la RSI a été avérée. La pile sud est la plus atteinte, c’est celle-ci qui va être modélisée ici.

Le chevêtre, présenté sur la figure 3, est un élément en béton armé de 14 m (dans la direction transversale de l’ouvrage) par 3,5 m pour une hauteur variant entre 1,1 et 2 m. Il repose sur un fût en béton de section polygonale s’inscrivant dans un rectan-gle de 7,5 m par 3,1 m. La descente de charges du tablier est assurée par 5 appareils d’appuis en élastomère frettés.

Les relevés de fissuration montrent que le côté est de l’ouvrage est plus affecté. Cette hétérogénéité des dégradations semble venir d’une exposition plus importante à la pluie, en raison de la configuration du terrain et des vents dominants.

Outre l’analyse de carottes prélevées dans l’ouvrage, les opérations de surveillance suivantes ont été menées :

– distancemètrie à fils Invar ;– indice de fissuration ;– sondes thermiques et hydriques.


93

5.2 Histoire thermique au jeune âge

L’histoire thermique au jeune âge est reconstituée à l’aide du module TEXO de CESAR-LCPC. Elle est obtenue en considérant que le coulage du chevêtre a été réa-lisé en une seule phase. Des essais quasi-adiabatiques ont été réalisés sur un béton similaire à celui utilisé à Fozières, permettant d’évaluer la chaleur dégagée par les réactions d’hydratation du ciment. Des conditions aux limites ont été imposées, représentant le coffrage en bois de la pièce (coefficient d’échange thermique de λ = 9,18 kJ.h-1.m-2.K-1) et la température de l’air ambiant (environ 23,5 ± 2 °C pour la période concernée, d’après Météo-France). Pour modéliser la conduction de la chaleur au sein du béton fortement armé, on a supposé une capacité thermique calo-rifique de Cv = 2400 kJ.m-3.K-1 et une conductivité thermique K = 6 kJ.h-1.m-1.K-1.

On obtient des isothermes à l’intérieur de la pièce, telles celles représentées sur la figure 4, ainsi que des courbes d’évolution de la température, comme celles de la figure 5.

Figure 3. Pile et chevêtre du viaduc de Fozières

94

Figure 4. Isotherme au sein du chevêtre 54 h après le coulage

Figure 5. Évolution de la température au cours du temps en différents points du chevêtre

5.3 Ajustement du modèle

L’expansion du béton est évaluée sur des carottes extraites de l’ouvrage et soumises à l’essai d’expansion résiduelle LPC 67 [11]. Afin d’évaluer l’expansion initiale εc0 subie par cette éprouvette avant qu’elle ne soit retirée de l’ouvrage, on utilise la méthode inverse présentée dans l’annexe iv du guide [3]. On fait plusieurs hypothèses sur la valeur de εc0, à partir desquelles on ajuste le modèle de gonflement de l’équation (3) aux résultats de l’expansion résiduelle. On obtient l’ensemble de paramètres résumés dans le tableau 2.

N° jeu εc0 (%) ε∞ (%) τc (Jours) τc (Jours) δ (Jours) ϕ (Jours)

1 0.35 0.92 96 208 23 35

2 0.38 0.94 98 206 23 35

3 0.41 0.97 100 204 24 36

4 0.55 1.01 102 202 25 36

5 0.58 1.02 104 200 26 37

Tableau 2. Différents jeux de paramètres pour le modèle de gonflement


95

Un calcul du chevêtre est effectué avec chacun de ces jeux. Les déformations irré-versibles obtenues sur l’élément sont transformées en indice de fissuration [14] et comparées à celui qui est mesuré in-situ. Comme le montre la figure 6, c’est le jeu numéro 2 qui ajuste au mieux la valeur relevée sur l’ouvrage.La valeur du potentiel de gonflement ainsi trouvée (ε∞ = 0,94 %) correspond à l’his-toire thermique subie au jeune âge par le béton de la carotte prélevée (à une cinquan-taine de cm à l’intérieur du chevêtre). Cette histoire est connue grâce au calcul TEXO, on peut donc évaluer la valeur du paramètre représentant l’influence du matériau sur le potentiel de gonflement dans l’équation (21). Il vaut ici 1,44.10-3 h-1.

5.4 Déroulement des calculs

En plus de l’histoire thermique au jeune âge, il est nécessaire de connaître l’évolution du champ de saturation en eau à l’intérieur du béton durant la vie de l’ouvrage. L’équation de diffusion de l’humidité au sein d’un milieu poreux est donc résolue à l’aide du module DTNL de CESAR-LCPC.Les conditions aux limites sont choisies pour représenter des ruissellements sur l’about est (zone soumise aux intempéries) tandis que le reste de la structure est protégé des venues d’eau par le tablier. La figure 7 présente des profils de degré de saturation à deux instants de la vie de l’ouvrage.

Figure 7. Isovaleurs du degré de saturation à 10 ans (a) et 20 ans (b)

Figure 6. Indices de fissuration calculés et mesuré

96

Le calcul mécanique est mené en considérant que le béton est un matériau élasto-plastique (critère de Willam-Warnke) de module initial E0 = 40 GPa, de coefficient de Poisson ν = 0,2 et de résistance en compression fc = 50 MPa.

Le ferraillage est représenté par un ensemble de barres de comportement élastique (module d’Young Es = 200 GPa) tel que représenté sur la figure 8.

Figure 8. Modélisation des armatures du chevêtre

Outre les effets de la RSI, le chevêtre est soumis à son poids propre, aux descentes de charges du tablier transmises par 5 appareils d’appuis (chacun reprend environ 240 kN en combinaison quasi-permanente). Les conditions aux limites sont données par l’encastrement du chevêtre en tête du fût de la pile.

5.5 Résultats

Le potentiel de gonflement de la structure est hétérogène en raison des gradients thermiques qui sont apparus durant le coulage. Il est représenté sur la figure 9.

Figure 9. Isovaleurs du potentiel de gonflement

Sur la figure 10, on peut voir les effets du gonflement sur la déformation de l’élément. La dissymétrie des isovaleurs est due aux différences d’exposition aux intempéries aux deux abouts. La figure suivante montre les contraintes longitudinales (du point de vue du chevêtre) qui apparaissent, en particulier la compression au cœur de la pièce due au gonflement gêné par le ferraillage et les liaisons avec le fût de pile. Dans cette figure et les suivantes, les tractions sont comptées positivement, tandis que les compressions sont représentées par des contraintes négatives.

Figure 10. Déformée du chevêtre avec isovaleurs du déplacement vertical


97

On peut aussi étudier l’évolution de ces contraintes au cours du temps (voir figure 12). Les relâchements de contraintes qui sont visibles au bout d’environ 5 ans s’expliquent par des ouvertures de fissures.

Figure 11. Isovaleurs de la contrainte longitudinale

Figure 12. Contrainte longitudinale dans le béton

La figure 13 montre l’influence du gonflement du béton sur les contraintes dans les armatures.

La simulation présentée ci-dessus montre les applications de ce type d’outils numé-riques. Elle permet d’évaluer les zones qui se déforment le plus, ou encore celles qui vont se déformer dans le futur. Les cartographies de contraintes dans le béton per-mettent d’évaluer l’apparition probable de fissures. En modélisant les armatures, il est aussi possible de ré-évaluer la sécurité structurelle d’un ouvrage, en vérifiant si les contraintes dans les aciers sont proches de leurs valeurs limites, ou bien si elles risquent de les franchir dans un avenir plus ou moins proche. L’outil est ainsi une aide précieuse pour décider de l’opportunité d’une intervention (réparation ou démo-lition) et du délai dont on dispose. La simulation numérique peut aussi être un moyen d’évaluer l’efficacité de diverses méthodes de réparation. Bien que ça n’ait pas été réa-lisé dans le cas du viaduc de Fozières, on aurait pu modéliser différents traitements (bridage, étanchéification, etc.) afin d’en comparer les avantages et les inconvénients.

98

Figure 13. Contraintes dans les armatures

Références

[1] Nizar Baghdadi. Modélisation du couplage chimico-mécanique d’un béton atteint d’une réaction sulfatique interne. Thèse de doctorat, école nationale des ponts et chaussées, 2008.

[2] Pierre Humbert, Alain Dubouchet, Gérard Fezans et David Remaud. CESAR-LCPC, un progiciel de calcul dédié au génie civil. Bulletin des laboratoires des ponts et chaussées, 256–257 :7–37, 2005.

[3] LCPC. Aide à la gestion des ouvrages atteints de réactions de gonflement interne. Tech-nique et méthodes des LPC. LCPC, Paris, 2003.

[4] Kefei Li, Olivier Coussy et Catherine Larive. Modélisation chimico-mécanique du comportement des bétons affectés par la réaction d’alcali-silice – Expertise numérique des ouvrages d’art dégradés. Ouvrages d’art n° 43. Laboratoire central des ponts et chaus-sées, Paris, 2004.

[5] Laurent Granger. Comportement différé du béton dans les enceintes de centrales nucléaires : analyse et modélisation. Thèse de doctorat, école nationale des ponts et chaussées, 2005.

[6] Larive C. Apport combiné de l’expérimentation et de la modélisation à la compréhension de l’alcali-réaction et de ses effets mécaniques, Ouvrages d’art n° 43. Laboratoire central des ponts et chaussées, Paris, 1998.

[7] Xavier Brunetaud, Richard Linder, Loïc Divet, D. Duragrin et Denis Damidot. Effect of curing conditions and concrete mix design on the expansion generated by delayed ettringite formation. Materials and Structures, 40(6) :567–578, 2006.

[8] J. Pourchez, F. Valdivieso, P. Grosseau, R. Guyonnet et B. Guilhot. Kinetic modelling of the thermal decomposition of ettringite into metaettringite. Cement and Con-crete Research, 36 :2054–2060, 2006.


99

[9] Stéphane Multon et François Toutlemonde. Effect of applied stress on alkali-silica reaction-induced expansion. Cement and Concrete Research, 36 :912–920, 2006.

[10] LCPC. Réactivité d’une formule de béton vis-à-vis d’une réaction sulfatique interne – essai de performance. Méthode d’essai des LPC 66, Laboratoire central des ponts et chaussées, Paris, 2007.

[11] LCPC. Réaction sulfatique interne au béton – essai d’expansion résiduelle sur carotte de béton extraite de l’ouvrage. Méthode d’essai des LPC 67, Laboratoire central des ponts et chaussées, Paris, 2009.

[12] Loïc Divet. La formation différée de l’ettringite dans les bétons de parties d’ouvrages massives. synthèse des études de ponts dégradés. Bulletin de liaison des laboratoires des ponts et chaussées, 244-245 :91–111, 2003.

[13] LCPC. Recommandations pour la prévention des désordres dus à la réaction sulfatique interne. Technique et méthodes des LPC. LCPC, Paris, 2007.

[14] LCPC. Détermination de l’indice de fissuration d’un parement de béton. Méthode d’essai des LPC 47, Laboratoire central des ponts et chaussées, Paris, 1997.


101


101

Annexe 3 : Recueil d’expériences

d’ouvrages traités en France


103

ANNEXE 3

1 Introduction

La réaction sulfatique interne (RSI) provoque le gonflement du béton et sa dégrada-tion par fissuration anarchique. En cela, et également par le fait que cette réaction se développe par des apports d’eau, celle-ci est similaire à l’alcali-réaction (AR), patho-logie du béton actuellement plus fréquente en France et dans le monde et également connue depuis plus longtemps. Pour réduire l’ampleur de cette maladie et/ou de ses effets destructeurs, des démarches diverses, soit sous forme d’études de laboratoire, soit par des expérimentations sur le terrain, ont été entreprises. Le présent document constitue un recueil non exhaustif de ces expériences qui, bien qu’appliquées à des cas d’ouvrages touchés par l’alcali-réaction, sont tout à fait transposables aux cas de RSI. Ces phénomènes pathologiques sont regroupés sous la dénomination de réac-tions de gonflement interne (RGI).

L’alcali-réaction a été identifiée comme cause de pathologie d’ouvrages d’art relati-vement récemment (1987). Des dispositions ont été rapidement prises pour prévenir ce phénomène, mais il faudra attendre quelques temps pour aborder le traitement des ouvrages malades. Le tableau I recense les principales actions ou techniques qui peuvent être mises en œuvre pour de tels traitements dont certains exemples et enseignements seront présentés dans la suite du présent document.

Démolition reconstruction totale ou partielle h

Imperméabilisation par revêtement h

Injection de fissures h

Renforcement structurel passif h

. Tirants passifs

. Coque en béton armé connecté ou non

. Plats collés - Métalliques - Fibres de carbone (tissus ou lames)

Renforcement actif h

- Précontrainte extérieure- Tirants actifs

Découpage de libération de contrainte h

Injection de lithium h

Tableau I. Recensement des techniques de traitement et de réparation des ouvrages en béton atteint de RGI

Les cas d’ouvrages atteints de réaction de gonflement interne susceptibles de néces-siter une réparation sont en effet multiples et variés. Les paramètres décisionnels de l’option de traiter et du choix de la technique dépendent en effet de nombreux critères économiques :

l’importance stratégique de l’ouvrage, h

l’âge de l’ouvrage, h

la rentabilité de la réparation envisagée (coût-efficacité-fiabilité). h

Mais aussi techniques :la nature, la gravité et surtout l’évolution des désordres constatés. h

104

Les opérations de traitement et de réparation peuvent être classées en deux types :palliatives - Lorsque les travaux se bornent à réparer les conséquences des h

désordres occasionnés par les réactions de gonflement interne de manières à éviter qu’elles n’empirent et induisent d’autres dégradations (corrosion d’armatures...). Cette démarche est suffisante lorsque les désordres sont légers et/ou stabilisés,

curatives – Lorsque les travaux ont pour objectif la suppression de la ou des causes h

des désordres et une remise de l’ouvrage au niveau de service antérieur.

Le schéma ci-après illustre la problématique de la décision et du choix du type de réparation pour un même niveau de désordres affectant des ouvrages d’âges diffé-rents et selon l’évolution antérieure des désordres :

1� 2� 3� 4� 5� 6�

Limite maximale admissible des désordres

Demie-vie� Durée de vie escomptée�

Niveau�actuel�

des�désordres

Evolution très rapide et continue des désordres, la durée de vie de cet ouvrage qui est récent sera fortement réduite si rien n’est entrepris. Traitement curatif urgent,

Evolution très rapide mais en voie de stabilisation des désordres affectant cet ouvrage assez récent Traitement curatif non urgent ou simplement palliatif d’un bon niveau,

et Evolution assez rapide et continue des désordres affectant un ouvrage dans sa demi-vie Traitement à définir selon le contexte,

Evolution initiale lente des désordres mais s’accélérant en affectant un ouvrage déjà âgé Traitement à définir selon le contexte,

Evolution assez lente et continue des désordres affectant un ouvrage âgé Trai-tement palliatif limité.

Ces principes sont largement développés et précisés dans le document du LCPC « Aide à la gestion des ouvrages atteints de réactions de gonflement interne » de novembre 2003.


105

2 Reconstruction totale ou partielle

La démolition et la reconstruction constituent la solution simple et sûre du problème. Elle est la plus coûteuse lorsqu’il s’agit d’ouvrages importants mais pour des parties d’ouvrages elle peut être une solution efficace et finalement économique à moyen et long terme en entretien.

En France en 2006, une douzaine d’ouvrages atteints de RGI ont été démolis et reconstruits. L’un des derniers, le PI 7, se situe sur l’autoroute A22 près de Lille (figure 1). Les deux tabliers de cet ouvrage construit en 1970 avaient déjà fait l’objet d’une démolition partielle et d’une reconstruction en 1979 (flèche importante).

Les désordres se sont poursuivis ensuite (fissuration et flèche excessives – figure 2) sur le reste du tablier rendant sa stabilité aléatoire et son remplacement impératif.

La démolition s’est faite à la cisaille hydraulique ce qui a permis de limiter les nui-sances sonores dans l’environnement du chantier (figure 3).

Lors de certaines phases de découpe on a d’ailleurs pu constater un délaminage du béton au niveau des nappes de ferraillage inférieure et supérieure (figure 4) confir-mant l’urgence du traitement de l’ouvrage.

Le coût total des travaux a été de 5 M€ (2006).

Fig. 1. PI 7 – Aspect général de l’ouvrage avant démolition des tabliers. Les extrémités en angle aigu (flèche) voie lourde avaient été remplacées 27 ans auparavant

106

Fig. 2. PI 7 – La flèche maximale des tabliers en travée atteint 12 cm

Fig. 3. Démolition du PI 7 à la cisaille hydraulique à béton


107

Fig. 4. PI 7 coupe du tablier montrant le délaminage du béton au niveau des nappes de ferraillage inférieure et supérieure

3 Imperméabilisation par revêtement

L’imperméabilisation est une démarche fréquemment utilisée pour traiter les ouvrages atteints de RGI quand les désordres n’engagent pas la stabilité de la structure. Les réactions sont très demandeuses d’eau, on peut donc espérer les ralentir en réduisant suffisamment l’humidité interne du béton et tout ce qui y concourt. Les avantages d’une telle démarche sont un coût des travaux réduit, un apport de protection contre la pénétration des agents agressifs et une certaine amélioration esthétique. Les inconvénients sont une efficacité réduite, aléatoire et difficile à évaluer réellement mais aussi une pérennité limitée.

Si la diminution de la quantité d’eau qui pénètre dans le béton constitue une des voies privilégiées pour tenter de réduire le gonflement du béton atteint de RGI. De nombreuses questions se posent néanmoins :

Si l’on applique une étanchéité, celle-ci ne peut-elle pas avoir un effet plus négatif h

que positif en empêchant l’eau de sortir sans l’empêcher de rentrer ? L’étanchéité à la phase liquide doit-elle l’être aussi à la phase vapeur ?

N’est-il pas illusoire d’espérer étancher des structures immergées ou fortement h

exposées à l’eau comme des piles en rivières ou des barrages ?Quel est le seuil d’humidité interne de déclenchement des RGI ? h

Faut-il combiner ce traitement avec d’autres ? h

Comment tester rapidement l’efficacité des traitements (imperméabilisation ou h

autres) ?Comment distinguer l’effet du traitement de celui de la stabilisation du phénomène h

expansif ?L’eau de gâchage initiale n’est-elle pas déjà suffisante pour déclencher des réactions h

délétères ?

Nous présentons ci-après quatre exemples d’ouvrages traités.

108

Le PS 25 à Coutevroult (autoroute A4)

Plusieurs ouvrages construits en 1975 sur l’autoroute A4 ont été découverts affectés par l’AR. Les deux tabliers les plus touchés ont été démolis et reconstruits. Le PS25 à Coutevroult (figure 5), moins dégradé, a fait l’objet d’un essai de traitement par amé-lioration de la protection contre l’humidité.

En 1990, des travaux d’imperméabilisation ont donc été réalisés. Ils comprenaient le remplacement de la chape d’étanchéité, le colmatage de fissures et l’application d’un enduit mince à base de liant hydraulique modifié (LHM) sur l’ensemble de l’ex-trados du tablier (figures 6 et 7), des corniches, des trottoirs ainsi que sur la moitié inférieure des piles.

Fig. 5. PS 25 à Coutevroult

Fig. 6 et 7. Aspect de l’intrados du tablier après application de l’enduit LHM

Bilan cinq années après le traitement

Un suivi du comportement de l’ouvrage a été opéré au cours des années qui suivirent le traitement par essai de chargement et mesure des flèches sous charge ainsi que


109

par des mesures dimensionnelles sur grandes bases par distancemétrie infrarouge (figure 8).

Fig. 8. Implantation des bases de mesures distancemétriques sur l’ouvrage

Il est ressorti de ces mesures, d’une part que l’amplitude des flèches sous charge avait tendance à se réduire dans le temps et d’autre part que le béton ne présentait plus d’expansion dans les sens transversaux et longitudinaux. Un léger retrait était même constaté (figure 9).

Fig. 9. PS 25 à Coutevroult

Suivi des déformations transversales et longitudinales du tablier

110

Sur le plan du vieillissement du revêtement, il a été constaté quelques décollements de l’enduit LHM sur les trottoirs dont le béton de remplissage était peu résistant au gel ainsi qu’en encorbellement au droit de fissures actives sur appuis.

Le PS 17 à Tourcoing (autoroute A22)

Le PS 17 situé sur une bretelle de l’autoroute A22 à Tourcoing a été construit en 1970. Il comporte deux tabliers l’un Nord métallique à usage piétonnier, l’autre Sud en poutrelles enrobées porteur d’une voie ferrée maintenant désaffectée (figure 10).

Une alcali-réaction du béton s’est développé engendrant une importante fissuration sur les seules culées et murs en ailes de la partie Nord de l’ouvrage (figure 11).

Fig. 10. Le PS 17 à Tourcoing Seules les culées et murs du demi-ouvrage Nord sont touchées par de l’AR (flèche)

En 1997 une réparation a été réalisée à titre expérimental par l’application de revête-ments de protection sur le parement extérieur du piédroit Est.

Trois systèmes ont été appliqués, de haut en bas (figures 11 à 14) : Une résine styrène butadiène armée de fibres de verre, un enduit mince à base de liant hydraulique modifié (LHM) de type rigide, armé de tissu de verre et un enduit mince à base de liant hydraulique modifié (LHM) de type souple.


111

Fig. 11. État du parement de la culée Est du PS 17 à Tourcoing avant traitement

Fig. 12. Application d’un revêtement d’imperméabilisation

112

Fig. 13. Un des trois revêtements d’imperméabilisation

Résine styrène butadiène armée Enduit LHM rigide armé Enduit LHM souple non armé

Fig. 14. Les trois revêtements d’imperméabilisation après application


113

Bilan 10 ans après le traitement

Aucune évolution de la résine butadiène n’est décelable. Des fissures filiformes réap-paraissent au travers du LHM rigide (figure 15). et des décollements sont constatés à la base du revêtement LHM souple (figure 16). Ces détériorations sont dues à l’hu-midité du pied du mur et la remontée et à la cristallisation de sels dans cette zone critique.

Fig. 15. Réapparition d’une fissure dans le LHM rigide Fig. 16. Décollement du LHM souple

114

PI 328 à Béthune (A26)

Le Pi 328 de l’autoroute A26 à Béthune (62) a été construit en 1974-1976. Il est touché par de l’AR et des attaques sulfatiques externes ponctuelles.

Une application de deux revêtements d’imperméabilisation a été réalisée sur les deux parements d’un des piédroits en 1997.

Fig. 17. PI 328 à Béthune

Fig. 18. PI 328 à Béthune aspect des parements avant traitement


115

a b c

Fig. 19. Traitements des piédroits Ouest : Piédroit Nord : néant zone témoin (a)Piédroit Sud : Enduit mince de LHM (b) Résine styrène butadiène (c)

Bilan 10 années après le traitement

Un suivi du comportement des piédroits traité et non traité a été réalisé pendant 3 ans par distancemétrie grande base.

Presque aucune différence n’a été constatée sur cette période entre ces deux zones dont le béton présente globalement un retrait annuel de 50.10-6

Mur non traité Mur traité

Fig. 20. Résultats de distancemétrie comparative sur piédroit traité(zone a) et piédroit non traité (zone b et c)

116

Le PI 14 à Anstaing (autoroute A27)

L’objectif des travaux réalisés est d’évaluer l’efficacité et la durabilité d’un traitement d’imperméabilisation sur cet ouvrage dont les deux tabliers-dalle en BA construit en 1970 sont fortement et assez uniformément fissurés en mailles de 20 cm et avec des ouvertures moyennes de 0,2 mm.

En 2004, un des deux tabliers a été traité par application en intrados d’un système d’imperméabilisation à base de résine styrène-butadiène. Le constat qui peut être fait trois ans après ces travaux est que la fissuration est stable sur les deux tabliers et qu’aucune déformation anormale ne se manifeste sur l’un ou l’autre des tabliers.

Fig. 21. Le PI 14 à Anstaing - Pont autoroutier à deux tabliers dalle BA construit en 1970

Fig. 22. Fissuration importante de l’extrados des tabliers


117Fig. 23. Détail de la fissuration

Fig. 24. Application sur les appuis et l’extrados du tablier sud de résine copolymères styrène-butadiène modifiée

118

Fig. 25. Bandes de réservation pour les mesures de la fissuration, de distancemétrie infrarouge

et d’humidité interne

TABLIER SUDIMPERMEABILISE

TABLIER NORDNON TRAITE

TABLIER SUDIMPERMEABILISE

TABLIER NORDNON TRAITE

Fig. 26. Lignes de réservation pour les mesures de la fissuration et de distancemétrie infrarouge et d’humidité interne


119

Fig. 27. Distancemètre InfraRouge

Fig. 28. Sonde de mesure d’humidité relative interne

Bilan cinq années après le traitement

Les mesures de distancemétrie et d’humidité ne sont pas disponibles mais le constat visuel suivant peut être établi :

Parfaite tenue du revêtement tant mécanique qu’esthétique h

Aucune apparition de fissures h

4 Injection de fissures

La fissuration du béton en parement est la première conséquence visible et caracté-ristique du développement d’une RGI dans le béton d’un ouvrage. Or, si l’on admet que le béton armé soit fissuré dans son fonctionnement normal, il s’agit de fissures de très faible ouverture (< 0,3 mm) non préjudiciables à la pérennité du béton et des armatures.

Dans le cas de RGI, les fissures croissent en taille et se multiplient en présentant des ouvertures importantes qui laissent pénétrer aisément les agents agressifs extérieurs entraînant ainsi l’accélération de la corrosion des armatures et la destruction préma-

120

turée de l’ouvrage. De plus, les fissures constituent une porte d’entrée pour l’humi-dité qui entretient la réaction de gonflement.

Dès lors, il parait logique de tenter de colmater ces fissures en y associant une imper-méabilisation des parements.

A une époque où les RGI n’étaient pas connues, quelques ouvrages ont fait l’objet d’injection et/ou de cachetage de leurs fissures, par exemple les pylônes d’un pont suspendu en Bretagne. Dans ce cas, malheureusement, les fissures sont progressive-ment réapparues confirmant l’inefficacité du traitement.

Toutefois, l’absence de suivi métrologique précis suffisamment longtemps avant et après traitement, n’a pas permis de connaître l’impact réel des injections sur l’évolution des dégradations et donc d’évaluer leur efficacité globale sur la vie de l’ouvrage.

5 Renforcement structurel passif

Cette technique vise à réduire mécaniquement l’amplitude du gonflement du béton dans une ou plusieurs directions. Elle emploie les techniques habituelles utilisées dans le renforcement des structures en béton armé ou précontraint.

Les moyens utilisés sont le scellement de barres de renforts en acier ou en composite dans des forages pratiqués dans le béton, et le collage en parement de plats de même nature.

Stadium de Lille construit en 1972

Constat :Importante fissuration des massifs de fondation des mâts d’éclairage h

→ solution adoptée : remplacement par de nouveaux massifs en bétonFissuration préoccupante des corbeaux supports de toiture h

→ solution adoptée : démolition remplacement par des pièces métalliquesFissuration d’un des chevêtres de pylône support de la toiture h

→ solution adoptée : réparation en 1997 par cerclage de barres en acier doux ∅ 32 mm noyées ensuite dans du béton projeté

Fig. 29. Stadium de Lille Fig. 30. Massif de fondation avant traitement


121

Fig. 31. Cerclage par ∅ 32 et enrobage par béton projeté Fig. 32. Massif de fondation après traitement

Bilan 10 années après le traitement

Une réapparition de fissures de faibles ouvertures (0,2 mm) a été observée assez rapi-dement mais on a pu constater que ces fissures n’ont pas évolué significativement ensuite.

6 Découpage de libération de contrainte

Cette technique palliative est essentiellement employée pour les ouvrages en béton non ou peu armé notamment dans le cas des barrages. L’objectif est de limiter les contraintes parasites et les déformations indésirables pouvant affec-ter le fonctionnement des appareils mobiles (vannes).

Un exemple français peut être cité avec le barrage EDF du Chambon construit dans les années 1930 et affecté par une AR continue entraînant le basculement de sa crête, une mise en voûte de l’ensemble et des blocages de vannes. Parmi d’autres travaux, huit saignées verticales ont été réalisées en 1997, dont deux reprises un peu plus tard.

Ce découpage de l’ouvrage en plots indépen-dants a alors permis de restituer à celui-ci son fonctionnement normal de barrage poids.

7 Injection de lithium

Le lithium a un effet inhibiteur bien connu de l’alcali-réaction. Cependant, si l’incor-poration de lithium à titre préventif dans le béton frais est aisée, son introduction après coup dans du béton durci que l’on souhaite traiter l’est beaucoup moins. Des essais de migration électrochimique ont été pratiqués en appliquant un potentiel entre une électrode appliquée sur le parement et le ferraillage mais n’ont pas permis de faire pénétrer le lithium au-delà de cette première nappe d’armature à cœur du béton c’est-à-dire là où les réactions sont les plus intenses et où le traitement doit être appliqué.

Fig. 33. Découpage d’un barrage au fil diamanté

122

8 Conclusions

Le recueil de diverses expériences françaises de réparation d’ouvrages atteints de réaction de gonflement interne confirme le constat évident qu’il n’y a pas de solution unique ni parfaitement efficace à cette problématique.

Chaque cas est particulier et fera appel à des techniques adaptées selon le niveau de dégradation du béton, son évolutivité, l’importance de l’ouvrage et son âge.

La démolition/reconstruction est la méthode la plus radicale, simple et la plus sûre pour traiter un problème de RGI, néanmoins, son coût tend à ne la réserver qu’à des cas extrêmes ou limités en volume.

Bien que les traitements d’imperméabilisation ou plus généralement d’éviction de l’eau n’aient pas démontré leur efficacité, ils constituent la voie la plus fréquemment étudiée et mise en œuvre pour des ouvrages peu atteints. Bien que, par cette voie, on n’espère pas guérir la maladie, on peut espérer des améliorations de la durée de vie des ouvrages en réduisant le rythme de progression de la réaction et en limitant les effets secondaires préjudiciables.

Les techniques de bridage ou de renforcement sont très aléatoires et restent du domaine de l’expérimentation.


123


123

Annexe 4 : Synthèse des essais

de traitements sur éprouvettes


125

Annexe 4

1 Contexte et objectif de l’étude

Hormis quelques expériences sur site (voir annexe 3), il n’existe pas d’étude permet-tant d’évaluer le comportement d’un béton ayant un certain potentiel de gonflement lorsqu’il est recouvert par un produit de réparation.

L’objectif des travaux présentés dans cette annexe est d’évaluer le comportement de bétons formulés et traités thermiquement de telle sorte qu’ils soient réactifs vis-à-vis de la réaction sulfatique interne. Ces bétons sont revêtus par un système de répara-tion puis conservés dans des conditions propices au développement de la pathologie. Le programme d’essai retenu a été défini à partir de premiers résultats obtenus dans le cadre de travaux de recherche portant sur l’alcali-réaction et que nous résumons ci-après (§ 2.) avant de discuter plus particulièrement des essais réalisés dans le cadre de la RSI (§ 3).

2 Apports d’une première étude sur des bétons alcali-réactifs

Un premier programme d’essais a été réalisé dans le cadre de l’opération de recher-che du LCPC OA 12 (1996-2000) « Protection des bétons armés » (animée par Brigitte MAHUT). Il s’agissait de caractériser le comportement d’éprouvettes de béton revê-tues et susceptibles de gonfler dans un environnement humide par le développement d’une réaction alcali-granulat. La liste des revêtements testés est la suivante :

Une peinture en phase solvant ; h

Une peinture acrylique en phase aqueuse ; h

Un système de peinture époxy polyamide + polyuréthane & solvant ; h

Un système de peinture époxy en phase aqueuse + copolymère butadiène styrène ; h

Une Liant Hydraulique Modifié époxyde polyamide (LHM 1) ; h

Un Liant Hydraulique modifié acrylique (LHM 2) h

Un revêtement mince pré-polymère polyamine + polyuréthane ; h

Un revêtement mince - époxy polyamine sans solvant + polyuréthane sans solvant ; h

Un revêtement mince – acrylique ; h

Ces travaux ont été réalisés en laboratoire sur des prismes 7x7x28 cm3. L’impact des revêtements a été caractérisé par comparaison des gonflements de bétons revêtus et de bétons de référence sans revêtement.

Deux lots ont été constitués :Des éprouvettes dites « support neuf » conservées à 20°C et 65 % d’Humidité h

Relative (HR) pendant 28 jours ;Des éprouvettes dites « supports vieillis » conservés pendant 3 mois à T = 60°C et h

HR proche de 100 %.

A la suite de ce délai de maturation (28 jours ou 3 mois), les revêtements ont été appliqués sur les supports neufs ou vieillis. Ces éprouvettes ont ensuite été séchées pendant un mois (20°C et 65 % HR) puis placées dans des enceintes accélératrices de la réaction de gonflement (38°C, Humidité Relative proche de 100 %).

L’amplitude de gonflement des bétons de référence est de 0,11 %. Dans le cas des supports vieillis, le gonflement résiduel est de 0,05 % au moment de l’application des revêtements.

126

Nous donnons dans le tableau 1, les amplitudes de gonflement mesurées après 9 ou 12 mois en fonction du revêtement appliqué.

Référence du revêtementSupport

NeufSupport

Vieilli

Référence 0.107 0.050

Peinture en phase solvant ; 0.114 0.050

Peinture acrylique en phase aqueuse ; 0.109 0.050

Système de peinture époxy polyamide + polyuréthane & solvant ; 0.102 0.040

Système de peinture époxy en phase aqueuse + copolymère butadiène styrène ;

0.108 0.040

Liant Hydraulique Modifié époxyde polyamide (LHM 1) ; 0.104 0.050

Liant Hydraulique modifié acrylique (LHM 2) 0.104 0.050

Revêtement mince pré-polymère polyamine + polyuréthane ; 0.105 0.040

Revêtement mince - époxy polyamine sans solvant + polyuréthane sans solvant ;

0.100 0.045

Revêtement mince – acrylique 0.118 0.050

Tableau 1. Amplitude de gonflement ( %) en fonction du revêtement appliqué sur un support « vieilli » ou « neuf »

Nous constatons que les revêtements étudiés n’ont aucun effet quel que soit le sup-port. Le gonflement des bétons revêtus peut même paraître plus important que celui du béton de référence. Il convient toutefois de préciser que le phénomène de gonfle-ment présente une certaine hétérogénéité et que les différences mesurées entre ces éprouvettes résultent vraisemblablement du phénomène de gonflement en lui-même. De plus, l’examen des courbes de gonflement ne révèle aucun effet du revêtement appliqué sur la cinétique du gonflement.

L’application des produits à différentes échéances, simulant une application initiale préventive ou une réparation, est une démarche intéressante. Toutefois, des choix dans le protocole expérimental semblent limiter l’apport de ces résultats. Ce sont :

Une amplitude de gonflement faible (0,05 % et 0,1 %) ; h

Un séchage des éprouvettes pendant un mois ; h

L’étude d’une unique formule de béton. h

Sur la base de cette étude, un second programme expérimental a été défini pour caractériser l’impact de revêtements appliqués à des bétons susceptibles de dévelop-per une réaction sulfatique interne.

3 Application de revêtements sur des bétons atteints par la réaction sulfatique interne

Programme expérimental

Les travaux antérieurs réalisés sur des bétons alcali-réactifs ont montré que le choix du béton support était primordial. Nous avons donc choisi d’étudier deux bétons dont la cinétique et l’amplitude de gonflement sont très différentes (figure 1). Les


127

essais (confection des bétons et suivi) ont été réalisés selon la méthode d’essai ME 66. Le protocole expérimental se résume comme suit :

1. Application du mode opératoire décrit dans la méthode d’essai des LPC n° 66 ;2. Poursuite de l’immersion des éprouvettes pendant 21 jours ;3. Séchage superficiel et application du revêtement (application au jeune âge pour le premier lot d’éprouvettes), respect des temps de séchage vis-à-vis des conditions d’application des produits ;4. Immersion puis suivi de la masse et des déformations longitudinales des éprouvet-tes (application tardive sur le 2nd lot d’éprouvettes).

Deux lots d’éprouvettes ont été confectionnés pour étudier d’une part, l’impact d’un revêtement appliqué avant l’initiation du gonflement et d’autre part l’impact d’un revêtement appliqué au cours du gonflement. Une première application a été réalisée après 3 semaines d’immersion afin de s’assurer de la pénétration d’eau dans la porosité. L’application tardive a été effectuée après 100 jours de suivi pour le lot d’éprouvettes ayant un gonflement rapide et après 460 jours de suivi pour les éprouvettes ayant un gonflement lent. Dans les deux derniers cas, cela correspond respectivement à un gonflement moyen au moment de l’application de 0,36 % et 0,16 %.

Dans le cadre du suivi des bétons ayant un gonflement lent, un lot d’éprouvettes n’ayant aucun échange hydrique avec l’environnement extérieur a été ajouté. Il s’agit d’éprouvettes revêtues par 3 couches d’aluminium adhésif (un revêtement de labo-ratoire d’essais) et conservées à l’air libre à 20°C.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

0 200 400 600 800 1000 1200 1400Durée (jours)

Expa

nsio

n (%

)

Gonflement "rapide" Gonflement "lent"

Figure 1. Gonflement des bétons de référence conservés dans de l’eau à 20°C. Les motifs pleins correspondent aux cas d’application du revêtement sur un support « vieilli »

128

Le programme expérimental s’intéresse aux six revêtements suivants :

Nature du revêtement Référence

Exemple d’éprouvette cylindrique ∅ 11 cm x 22 cm recouverte par la

peinture 1

Une peinture Époxyde polyamide + polyuréthane & solvant

Peinture 1

Système de peinture époxy en phase aqueuse + copolymère butadiène styrène

Peinture 2

Liant Hydraulique Modifié époxyde polyamide (LHM 1)

LHM 1

Le LHM 1 + une toile de verre marouflée en première couche

LHM 1 + Toile

Un revêtement mince - époxyde polyamide sans solvant + polyuréthane sans solvant

Revêtement mince

Un Liant Hydraulique Modifié LHM 2 acrylique LHM 2

Note 1 :

Pour ces essais, il était important de ne pas provoquer un séchage irréaliste du béton afin de vérifier quel était le potentiel de gonflement du béton associé à la consom-mation d’eau contenue dans la porosité du béton. Les produits ont donc tous été appliqués sur des éprouvettes préalablement exposées à l’air libre pendant une ½ heure. Ce séchage limite la teneur en eau en surface mais n’a pas d’impact important sur l’eau contenue dans la masse du béton.

Note 2 :

Les essais ont été réalisés sur des éprouvettes immergées dans de l’eau à 20°C. Ce choix expérimental qui correspond à une situation réelle favorable au développe-ment de la réaction sulfatique interne a pu être très défavorable pour des revêtements présentant un mauvais comportement en contact direct et permanent avec l’eau.

Résultats et perspectives

Sur les figures 2 à 5 nous représentons le suivi du gonflement moyen de trois éprou-vettes pour chaque type de revêtement étudié ainsi que le suivi des éprouvettes de référence non revêtues.

Les figures 2 et 3 concernent les éprouvettes revêtues après seulement 21 jours d’im-mersion dans de l’eau c’est-à-dire avant que le phénomène de gonflement ne soit initié. A noter que le revêtement « Peinture 2 » appliqué après 21 jours d’immersion sur les bétons ayant un « gonflement rapide » a rapidement montré des défauts d’ad-hésion au béton dans les conditions de conservation retenues.

Les figures 4 et 5 représentent le suivi des éprouvettes ayant été revêtues au cours du gonflement. Cette étude correspondrait à l’application d’un revêtement sur site après le diagnostic d’une RSI. Les éprouvettes ayant un gonflement rapide on été revêtues après 100 jours d’immersion ce qui correspond à un gonflement moyen de 0,36 %. Les éprouvettes ayant un gonflement « lent » ont été revêtues après 460 jours d’immersion et un gonflement moyen de 0,16 %.


129

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0 200 400 600 800 1000Durée (jours)

Expa

nsio

n (%

) Peinture 1LHM 1LHM 1 + ToileLHM 2Revêtement minceRéférence

Figure 2. Béton ayant un gonflement rapide. Lot d’éprouvettes revêtues après 21 jours d’immersion

dans de l’eau à 20°C

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600Durée (jours)

Expa

nsio

n (%

)

Peinture 1

Peinture 2

LHM 1

LHM 1 + Toile

LHM 2

Référence

Figure 3. Béton ayant un gonflement lent. Lot d’éprouvettes revêtues après 21 jours d’immersion


130

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0 200 400 600 800 1000Durée (jours)

Expa

nsio

n (%

)

Peinture 1Peinture 2LHM 1LHM 1 + ToileLHM 2Revêtement minceRéférence

Figure 4. Béton ayant un gonflement rapide. Lot d’éprouvettes revêtues après 100 jours d’immersion dans de l’eau à 20°C

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

0 500 1000 1500Durée (jours)

Expa

nsio

n (%

)

Peinture 1Peinture 2LHM 1LHM 1 + ToileLHM 2Revêtement minceRéférence

Figure 5. Béton ayant un gonflement lent. Lot d’éprouvettes revêtues après 460 jours d’immersion



131

Il apparaît que l’application du revêtement avant que le gonflement ne soit initié réduit la cinétique de gonflement mais ne diminue pas significativement le gonfle-ment maximal atteint par le béton.Le suivi des éprouvettes ayant un gonflement « rapide » laisse à penser que les revê-tements « Peinture 1 » et « Revêtement mince » limitent le gonflement du béton. Ces revêtements sont constitués par des produits de même nature. Ce sont tous les deux des revêtements de trois couches : une couche de peinture époxyde polyamide et deux couches d’une peinture polyuréthane. Il convient de préciser que le gonflement total des bétons n’a pas été caractérisé et que celui-ci est supérieur à 0,6 % après 900 jours d’immersion, ce qui ne permet pas d’identifier un revêtement (parmi les revêtements commerciaux testés) permettant d’inhiber le gonflement.Un effet à court terme de ces deux revêtements est également constaté sur les bétons ayant un gonflement « lent ». Après 800 jours d’immersion, le gonflement des éprou-vettes revêtues les produits « Peinture 1 » et « Revêtement mince » est nettement plus faible que le gonflement du béton de référence.Parmi les éprouvettes revêtues avant le gonflement, seule l’éprouvette n’ayant pas eu d’échange hydrique avec son environnement ne gonfle pas. En effet, l’application d’un revêtement constitué par 3 couches d’aluminium adhésif sur des éprouvettes conservées à l’air a permis d’inhiber le gonflement. Précisons que l’étude d’impact de l’absence d’échange hydrique entre le béton et son environnement n’est pas transpo-sable aux éléments en béton d’ouvrages d’Art. Pour cette étude de laboratoire, l’eau initialement contenue dans le béton n’est pas suffisante pour initier le phénomène de gonflement. Or, il n’est pas certain que cela ne soit pas le cas pour des éléments massifs. Pour cette raison, cette étude n’est pas transposable aux éléments en béton d’ouvrages d’Art pour lesquels il est illusoire de vouloir extraire la totalité de l’eau de la porosité.Le suivi des éprouvettes ayant un gonflement rapide et revêtues tardivement (après 100 jours d’immersion) montre que l’application d’un revêtement après gonflement sur un béton très réactif n’a pas d’effet (figure 4).Une diminution de la vitesse de gonflement peut être constatée pour les éprouvettes ayant un gonflement « lent » (figure 5 - produits LHM 1 + toile, Revêtement mince et LHM 2). L’application du produit « revêtement mince » a réduit le gonflement moyen final qui atteint malgré tout plus de 1 % avec une incertitude de mesure rela-tivement importante.

4 ConclusionsL’application de revêtements sur des éprouvettes de béton immergées n’a pas signifi-cativement réduit le gonflement des bétons. Un effet sur la cinétique de gonflement a pu être constaté : celui-ci est plus particulièrement marqué pour les produits à base de peinture époxy polyamide et deux couches d’une peinture polyuréthane. Aucun effet n’est constaté lorsque l’application du produit a été effectuée sur les bétons ayant une cinétique de gonflement importante et après que le phénomène ait pu s’initier.Dans le cas d’un gonflement lent, une baisse de la vitesse de gonflement est observée pour les produits LHM 1, LHM 1 + Toile et LHM 2. Parmi ces éprouvettes, seules les éprouvettes revêtues par le produit « revêtement mince » ont eu un gonflement plus faible que le béton de référence non revêtu. Précisons toutefois qu’il n’est pas possible de transposer ces observations à des bétons de grande taille qui de plus ne seraient pas immergés en permanence.Les conditions d’essais retenues pour cette étude sont particulièrement sévères puisqu’il s’agit d’une immersion permanente des bétons. Cette situation a pu être défavorable à certains produits testés.


133


133

Annexe 5 : Expérimentation

sur corps d’épreuve


135

ANNEXE 5

1 Introduction

La présente expérimentation a porté sur l’un des procédés cités précédemment dans le chapitre 4 et l’annexe 3 du présent guide : l’imperméabilisation par revêtement.

L’eau est le composant indispensable et récurrent des réactions de gonflement interne de type AR ou RSI. L’éviction de celle-ci doit donc logiquement permettre de réduire ou de stopper ces réactions plus ou moins rapidement. Cette eau est évidemment présente dans le béton initial sous forme d’eau de gâchage et, si elle subsiste au cœur du matériau, peut initier les RGI. Elle s’épuise ensuite et les réactions pourraient s’arrêter s’il n’y avait pas d’apport extérieur d’eau. C’est sur ces arrivées d’eau exté-rieures qu’il est donc envisageable d’agir en les limitant par imperméabilisation des parements de l’ouvrage.

2 Programme expérimental

Corps d’épreuve :

Les structures réelles atteintes de RGI étant généralement volumineuses et les phénomènes expansifs apparaissant au cœur du béton, il a été décidé, pour cette étude, de travailler sur des corps d’épreuve d’assez grande taille et notam-ment d’un volume bien supérieur à celui des éprouvettes prismatiques 7 x 7 x 28 cm (1,4 L) ou cylindriques ø 11 x 22 cm (2,2 L) habituellement utilisées pour les essais d’expansion en labora-toire. Le corps d’épreuve testé dans la présente étude est ainsi une poutre de section 50 x 50 cm et de 1 m de longueur soit 250 L (figure 1). Le béton n’est pas armé.

Béton réactif :

Pour être susceptible de déclencher une réaction sulfatique interne intense, le béton doit comporter un ciment riche en sulfates et en aluminates. Le ciment utilisé pour tous les essais est un CEM I 52,5 N CE CP2 NF qui contient 10,9 % d’aluminates et 3,49 % de SO3

Si la nature des granulats n’est pas essentielle, il convient cependant qu’ils ne soient pas alcali-réactifs et il est également préférable qu’ils ne soient pas calcaires. Les granulats utilisés pour l’étude sont des quartz concassés en provenance de Ven-dée (matériaux de référence pour les essais d’adjuvants).

La formule adoptée est donc la suivante (tableau ci-contre).

La fabrication du béton s’est faite en malaxeur à train valseur, par gâchée de 60 litres. La consistance était de type très plastique (S3), affaissement moyen 12 cm.

Figure 1. Corps d’épreuve poutre 100 x 50 x 50 cm

400 kg de ciment CEM I 52,5Granulats (quartz non alcali-réactifs) :

130 kg de sable 0/0,315130 kg de sable 0,315/1450 kg de gravillons 1/4210 kg de gravillons 4/8570 kg de gravillons 8/12310 kg de gravillons 12/20

190 l d’eau

136

La mise en place dans le coffrage a été réalisée par déversement direct à la benne complétée par une pervibration à l’aiguille dans le coffrage (figures 2 et 3).

Figure 2. Coulage du béton Figure 3. Mise en place du béton

Figure 4. Enceinte de traitement thermique Figure 5. Intérieur du coffrage de la poutre

Traitement thermique :

Le traitement thermique du corps d’épreuve est complexe car pour respecter une évolution de la température au cœur du béton aussi proche que possible de celle sou-haitée, il convient de tenir compte de la chaleur libérée par l’hydratation du ciment dont le flux dépendra lui-même de la température du béton. De plus, le traitement doit être contrôlé pendant 14 jours.

Figure 6. Schéma du dispositif de traitement thermique


137

L’enceinte est un prototype expérimental développé spécifiquement, comportant un plancher en caillebotis métallique sous lequel sont fixées des résistances électriques de chauffage, un support en briques creuses surmonté d’un capot métallique isolé muni également de résistances (figure 6). Afin d’assurer une meilleure circulation de l’air chaud autour du corps d’épreuve un ventilateur a été installé sous le capot de l’enceinte.Le coffrage de la poutre est en contre-plaqué bakélisé enduit d’un démoulant chimi-que (figure 5).Quatre sondes de température Pt100 ont été disposées dans le dispositif pour contrô-ler et enregistrer les températures pendant le traitement. L’une d’elles est située dans l’atmosphère à côté du coffrage et les trois autres dans le béton de la poutre dont une à 50 mm du parement latéral, une au centre de gravité de l’élément et une dernière à 50 mm du fond de coffrage.La gestion du chauffage a été assurée manuellement en connectant ou déconnectant une ou plusieurs résistances de manière à suivre au plus près possible le cycle prévu, la température de référence étant celle donnée par la sonde n° 3 au cœur du béton.Le cycle de traitement thermique théorique est le cycle long de 14 jours, avec une tem-pérature maximale de 80°C et dépassement de 65°C pendant 115 heures (4,8 jours) correspondant à un ouvrage massif (figure 7).Les enregistrements des températures réelles relevées au cœur des deux poutres sont donnés en figure 7.

Figure 7. Cycles thermiques théoriques et réels appliqués aux deux poutres

On peut constater que si les traitements thermiques des deux poutres diffèrent un peu de la courbe théorique visée, ils sont assez semblables entre eux notamment dans la partie de l’échauffement critique à température supérieure à 65°C.

Instrumentation

La mesure des effets d’expansion résultant de la RSI a été opérée par extensométrie mécanique manuelle sur bases unitaires de 100 mm formées de plots collés sur les parements (figure 8 à 10). Au total, 42 plots sont collés sur les deux parements latéraux principaux de manière à constituer 6 lignes de mesures :

Parement avant : h

. une ligne de mesure horizontale de 80 cm à mi-hauteur

. une ligne de mesure horizontale de 40 cm en partie supérieure

. une ligne de mesure horizontale de 40 cm en partie inférieure

. une ligne de mesure verticale de 40 cm au centreParement arrière : h

. une ligne de mesure horizontale de 80 cm à mi hauteur

138

Figure 8. Face avant d’une poutre équipée des plots de mesure extensométrique

Figure 9. Positionnement des plots de mesure

Figure 10. Mesures à l’extensomètre base 10 cm

Conservation

Après démoulage les poutres ont été stockées en immersion totale dans l’eau à 20°C en cuve individuelle de 650 litres. Un local a été spécialement aménagé pour recevoir les cuves de stockage nécessaires (figure 11 à 14).

Traitements

Deux poutres ont été confectionnées. L’une (mb04) est un témoin sans revêtement, l’autre (mb02) sert de test de l’effet de l’application d’un revêtement imperméabi-lisant lorsque l’expansion atteint approximativement la moitié de sa valeur finale attendue.

Poutres mb04 - Elément témoin

L’expansion de la poutre témoin mb04 est nette et conduit à une fissuration de sur-face importante ainsi que l’on peut le constater sur le cliché de la figure 15.

Poutre mb02 - Revêtement d’imperméabilisation

Les propriétés recherchées pour un revêtement utilisé pour traiter un ouvrage atteint de réactions de gonflement interne sont d’abord l’imperméabilité à l’eau liquide puis une adaptabilité aux déformations résiduelles du support c’est-à-dire l’absence de déchirement ou de décollement par suite des variations d’ouverture des fissures existantes ou de la création de nouvelles fissures.


139

Figure 11 à 14. Stockage et manipulation des poutres

Figure 15. Aspect de la poutre témoin mb04 à l’âge de 52 semaines

140

Le système retenu figure parmi les produits déjà expérimentés dans le cadre d’études ou d’expérimentations de réparation d’ouvrages atteints de RGI. Il s’agit d’un revê-tement de synthétique souple à base de résine de copolymères styrène-butadienne en phase aqueuse et d’une armature de tissu de verre mince.

Pour le traitement de la poutre mb02 le revêtement a été appliqué comme suit (figu-res 16 et 17) :

Application à la brosse d’un primaire d’accrochage (environ 120 g/m h 2),Application à la brosse d’une première couche de résine à 890 g/m h 2 Marouflage du mat de verre à 218 g/m h 2 dans première coucheApplication à la brosse d’une deuxième couche de résine à 405 g/m h 2 après séchage

de la première couche

L’épaisseur finale du film sec de revêtement est de 539 µm (non compris le volume du mat de verre)

L’incorporation d’un mat de verre apporte plusieurs avantages : épaisseur finale plus importante (environ deux fois supérieure), résistance au déchirement augmentée, pontage des fissures, durabilité globale de la tenue du revêtement améliorée.

Des précautions ont du être prises pour maintenir opérationnels les plots de mesure extensométrique.

Figure 16. Application du revêtement Imperméabilisant sur la poutre mb02

Figure 17. Aspect final des parements de la poutre imperméabilisée mb02

3 Résultats

Efficacité de l’application d’un revêtement imperméable :

Les mesures d’expansion des deux poutres expérimentales sont récapitulées dans le tableau I et traduites sous la forme de courbes expansion en fonction du temps en figure 18.

La courbe d’allongement après traitement est quasiment identique à celle du témoin sans traitement avant l’application du revêtement ce qui indique que les deux éléments sont semblables en terme de potentiel de gonflement. Après traite-ment aucune inflexion n’apparaît, les deux évolutions expansives sont identiques jusqu’à l’âge de 68 semaines mais ensuite l’expansion de la poutre traitée dépasse légèrement celle du témoin. La stabilisation est atteinte à l’âge de 140 semaines et la poutre traitée présente alors une expansion finale supérieure de 7 % à la poutre non traitée.


141

TEST

Mesures brutes en µm/m en fonction du temps (semaines)(initiées à Lo après le traitement thermique de 14 jours)

4 8 12 16 20 24 28 36 44 52 60 68 76 84 92 116 124 140

MB02résTest d’imperméabilisa-tion par résine étanche soupleCoulage le 29/08/07Traitement le 16/07/08A l’âge de 44 semaines

0,00

63

0,01

01

0,02

31

0,04

78

0,08

60

0,17

25

0,30

79

0,69

97

0,93

55

1,06

40 /

1,21

07

1,26

06

1,28

51

1,30

06 /

1,35

9

1,36

40

MB04 TémoinSans traitementCoulage le 3/10/07 0,

0077

0,01

08

0,03

11

0,05

78

0,12

28

0,22

68

0,36

67

0,70

91

1,01

56

1,07

59

1,15

31

1,20

45

1,20

50

1,23

19

1,24

04

1,26

24

1,27

01

1,26

71

Tableau I. Mesures d’allongement des deux poutres

Figure 18. Courbes d’expansion dans le temps des deux poutres

4 Conclusions

Cette étude partielle sur l’efficacité de traitements d’ouvrages atteints de gonflement par réaction sulfatique interne montre que, dans les conditions de l’essai, c’est-à-dire pour un béton constamment immergé avant et après traitement, l’application d’un revêtement imperméabilisant souple n’a aucun effet d’arrêt ou de ralentissement de l’expansion. Il est probable que l’eau contenue dans le béton est déjà en quantité suffi-sante pour contribuer à la poursuite du processus expansif dans son potentiel résiduel.

La bonne tenue du revêtement imperméabilisant est constatée malgré une poursuite de l’expansion de 0,25 %. En particulier aucun déchirement au droit des fissures ini-tiales n’a été observé. Ce résultat est important et peut, en soi, être considéré comme un point positif puisque les fissures sont et demeurent fermées à toute pénétration d’agents agressifs.