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En vue de l'obtention du

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Délivré par l’Université Paul Sabatier Discipline ou spécialité : Génie Civil

JURY ARLIGUIE Ginette Professeur, Université Paul Sabatier Examinatrice BALAYSSAC Jean-Paul Professeur, Univeristé Paul Sabatier Président ESCADEILLAS Gilles Professeur, Université Paul Sabatier Examinateur FAJARDO Gerardo Docteur, Université Autonoma Nuevo Leon Examinateur GALLIAS Jean-Louis Professeur, Université de Cergy Pontoise Rapporteur PRINCE William Professeur, INSA de Rennes Rapporteur

Ecole doctorale : Mécanique, Energétique, Génie civil, Procédés (MEGeP) Unité de Recherche : Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions (LMDC)

Directeurs de Thèse : Pr. ARLIGUIE Ginette et Pr. ESCADEILLAS Gilles

Présentée et soutenue par AL HAJJAR Hikmat Le 23 juin 2008

Titre :

APPLICABILITE ET EFFICACITE D’UNE PROTECTION GALVANIQUE

AUX ACIERS DE PRECONTRAINTE

RESUME

L’objectif de ce travail consiste à évaluer les avantages et les inconvénients de l’application d’une protection cathodique par anode sacrificielle sur des éléments en béton précontraint et de faire une comparaison avec la protection cathodique par courant imposé. On s’intéressera particulièrement à vérifier si ces systèmes de protection peuvent vraiment protéger les aciers en diminuant leur vitesse de corrosion, et éventuellement donner la possibilité de les repassiver. Pour réaliser cette étude, nous avons choisi deux types de corps d’épreuve : des poutrelles de béton en acier précontraint par pré-tension et des éprouvettes (modèles) de béton fabriquées au laboratoire avec des aciers d’armatures courants (HA), des aciers à haute résistance pour la précontrainte (HR), préalablement corrodés ou non et avec ou sans application de protection cathodique. Afin d’accélérer la corrosion, une agression chimique a été simulée soit par immersion partielle des corps d’épreuve dans une solution saline de NaCl de 35g/l, soit par ajout de 2% ppc de Cl- (sous la forme NaCl). Un courant galvanique, qui offre aux aciers un potentiel inférieur à -800 mV vs SCE et une dépolarisation supérieure à 100 mV après un temps de 4 heures, a été appliqué sur les poutrelles en béton précontraint et sur les éprouvettes modèles. Un autre système de protection par courant imposé, de densité 5mA/m² de la surface active de l’acier, a été appliqué sur les éprouvettes modèles. Les résultats obtenus montrent que le courant galvanique appliqué sur les poutrelles en béton précontraint peut augmenter les potentiels d’acier mesurés 24 heures après la déconnexion de l’anode sacrificielle, spécialement dans la zone intermédiaire. L’application de courant galvanique aux éprouvettes modèles augmente ces potentiels seulement dans le cas où les aciers étudiés ne sont pas corrodés avant le traitement. Enfin, l’application d’un courant imposé de 5mA/m² de la surface active de l’acier aux éprouvettes modèles était, en général, plus efficace. La prévention galvanique a diminué la vitesse de corrosion des éprouvettes modèles, et aussi des poutrelles en béton précontraint dans la zone intermédiaire et dans la zone immergée proche de l’anode. La prévention cathodique par courant imposé de 5 mA/m² appliqué sur des éprouvettes modèles diminue significativement la vitesse de corrosion. Cette diminution est beaucoup moins importante en appliquant la même densité de courant sur des éprouvettes modèles fabriquées avec des aciers corrodés. Les réponses d’impédance électrochimique prouvent que le courant de protection peut, dans tous les cas, modifier les caractères électrochimiques de l’acier et de l’interface acier béton. L’observation visuelle montre que la prévention cathodique peut diminuer la corrosion des aciers. Cependant les valeurs des mesures électrochimiques indiquent, dans certains cas, un état de corrosion exagéré.

Mots clés : protection galvanique, protection cathodique, maintenance électrochimique, béton précontraint, corrosion, impédance électrochimique..

AUTEUR: Hikmat AL HAJJAR

TITRE : APPLICABILITE ET EFFICACITE D’UNE PROTECTION GALVANIQUE AUX ACIERS DE PRECONTRAINTE

DIRECTEURS DE THESE : Mme Ginette ARLIGUIE, Professeur à l’Université Paul Sabatier

M. Gilles ESCADEILLAS, Professeur à l’Université Paul Sabatier

ABSTRACT

The objective of this work is to evaluate the advantages and disadvantages of applying a cathodic protection by sacrificial anode on elements in concrete and make a comparison with cathodic protection by imposed current. It will focus particularly to verify if these protection systems can really protect steels by reducing the corrosion rate. To carry out this study, two types specimens were selected: beams of prestressed concrete (pre-tension ) and samples (models) of concrete produced in the laboratory with high adhesion (HA) and high-strength (HR) steels reinforcement, previously corroded or not and with or without the application of cathodic protection. To accelerate corrosion, a chemical attack was simulated by partial immersion of specimens in a saline solution of NaCl 35 g/l, either by adding 2% ppc Cl- (in the form NaCl). A galvanic current, which offers a potential steel less than -800 mV vs SCE and a depolarization, a toff = 4 h, greater than 100 mV, was applied to prestressed beams and model specimens. Another system of protection by imposed current, with density equal to 5mA / m² of the active surface of the steel, has been applied to test models. The results show that the galvanic current applied to pre-stressed beams can increase the potential of steel measured 24 hours after the disconnection of sacrificial anode, especially in the intermediate zone. Thus, the application of galvanic current to model specimens increases these potential if the steel is not corroded before treatment. Moreover, applying a current of 5 mA / m² of the active surface of steel to the model specimens was in general more effective. Galvanic prevention reduces corrosion rate of model specimens and pre-stressed beams in the intermediate zone and the area submerged near the anode. Cathodic prevention applied to model specimens significantly reduces the corrosion rate. This reduction is much less important in applying the same current density on model specimens prepared with corroded steel. Electrochemical impedance spectra prove that in any case, the current protection may modify the electrochemical characters of steel and concrete - steel interface. The visual observation shows that galvanic prevention can reduce steel corrosion. But in some cases, the electrochemical values indicate a much exaggerated state of corrosion.

Keywords: galvanic protection, cathodic protection, electrochemical maintenance, concrete, corrosion, electrochemical impedance

AUTHOR: Hikmat AL HAJJAR

TITLE: APPLICABILITY AND EFFICIENCY OF GALVANIC PROTECTION TO PRESTRESSED STEEL

DIRECTORS OF THESIS: Mme Ginette ARLIGUIE, Professor at Paul Sabatier University M. Gilles ESCADEILLAS, Professor at Paul Sabatier University

Je voudrais en premier lieu remercier mes directeurs de thèse MmeMmeMmeMme GinetteGinetteGinetteGinette ARLIGUIE ARLIGUIE ARLIGUIE ARLIGUIE et M. Gilles ESCADEILLAS M. Gilles ESCADEILLAS M. Gilles ESCADEILLAS M. Gilles ESCADEILLAS, et leur exprimer ma profonde gratitude de m’avoir fait confiance pour mener à terme ce travail sous leur direction. Leurs conseils scientifiques, leur soutien durant la rédaction ainsi que tout le temps qu’ils m’ont consacré, ont été infiniment précieux.

Je remercie chaleureusement M. Jean M. Jean M. Jean M. Jean----PaulPaulPaulPaul BALAYSSACBALAYSSACBALAYSSACBALAYSSAC qui m'a fait l'honneur de présider le jury de soutenance.

Je tiens aussi à exprimer ma reconnaissance à M.M.M.M. JeanJeanJeanJean----LouisLouisLouisLouis GALLIAS et M. GALLIAS et M. GALLIAS et M. GALLIAS et M. WilliamWilliamWilliamWilliam PRINCEPRINCEPRINCEPRINCE d'avoir accepté la responsabilité de rapporter et de juger ce travail.

Mes remerciements et ma grande gratitude s’adressent à Gerardo FAJARDO SAN Gerardo FAJARDO SAN Gerardo FAJARDO SAN Gerardo FAJARDO SAN

MIGUEMIGUEMIGUEMIGUE, , , , qui m’a fait aussi l’honneur d’être membre du jury, , , , pour son aide et ses conseils judicieux depuis le stage de DEA et jusqu’ à la fin de cette thèse.

A tous les professeurs et cadres qui ont contribué à ma formation de près ou de loin.

Je remercie également le gouvernement de la Syrie pour son soutien financier ce qui m’a donné les moyens de bien m’installer en France.

Je tiens à remercier profondément l’ensemble des membres du Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions.

Enfin, je dédie ce modeste travail à ma famille en Syrie, sans oublier mes amis qui ont marqué ma vie : Bassim, Chadi, Houda, Darine, et ceux qui étaient toujours à coté de moi : Sid Ahmad, Maroin, Sam, Samer, Firas.

V

SOMMAIRE

INTRODUCTION GENERALE……………………………………………………………...1

CHAPITRE I : SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE………………………………………...7

I. INTRODUCTION ........................................................................................................................ 8

II. CORROSION DES ACIERS DANS LE BETON...................................................................... 8

II.1 INTRODUCTION....................................................................................................................... 8

II.2 NATURE ELECTROCHIMIQUE DE LA CORROSION.................................................................. 10

II.2.1 Généralités .................................................................................................................................... 10

II.2.2 Conditions d'immunité [4]............................................................................................................. 12

II.2.3 Formation d'hydrogène................................................................................................................. 13

II.3 PASSIVATION ET DEPASSIVATION DES ACIERS DANS LE BETON........................................... 13

II.3.1 Passivation .................................................................................................................................... 13

II.3.2 Dépassivation................................................................................................................................ 14

II.4 CORROSION DES OUVRAGES EN BETON PRECONTRAINT...................................................... 27

II.5 CORROSION DANS LES ENVIRONNEMENTS MARINS............................................................. 29

II.6 STRATEGIES D’ INVESTIGATION D’UNE STRUCTURE EN BETON ARME CORRODE................. 31

III. TECHNIQUES DE MAINTENANCE...................................................................................... 32

III.1 INTRODUCTION..................................................................................................................... 32

III.2 TECHNIQUES NON ELECTROCHIMIQUES............................................................................... 33

III.2.1 Réparation traditionnelle .............................................................................................................. 33

III.2.2 Revêtements de l’acier .................................................................................................................. 33

III.2.3 Revêtements en surface du béton................................................................................................... 34

III.2.4 Inhibiteurs de corrosion ................................................................................................................ 34

III.2.5 Epoxy-coatings (peinture Epoxy) .................................................................................................. 35

III.3 TECHNIQUES ELECTROCHIMIQUES DE MAINTENANCE ET REPARATION............................... 36

III.3.1 Protection cathodique ................................................................................................................... 36

III.3.2 Extraction électrochimique des ions chlores................................................................................. 45

III.3.3 Réalcalinisation du béton carbonaté............................................................................................. 47

III.4 EFFETS SECONDAIRES DES TECHNIQUES ELECTROCHIMIQUES............................................ 48

III.4.1 Production d’hydrogène sur la surface d’acier ............................................................................ 49

III.4.2 Diminution de l’adhérence acier-béton......................................................................................... 49

III.4.3 Initiation et accélération de réaction alcali-silice ........................................................................ 50

IV. TECHNIQUES D’ETUDE DE LA CORROSION DES ACIERS DANS LE BETON........ 52

IV.1 INTRODUCTION..................................................................................................................... 52

VI

IV.2 METHODES TRADITIONNELLES............................................................................................ 53

IV.2.1 Dosages en chlorures .................................................................................................................... 53

IV.2.2 Mesures de la résistivité ................................................................................................................ 53

IV.2.3 Profondeur de carbonatation ........................................................................................................ 56

IV.2.4 Potentiel de corrosion ................................................................................................................... 56

IV.2.5 Résistance de polarisation............................................................................................................. 59

IV.3 IMPEDANCE ELECTROCHIMIQUE DE L’ INTERFACE ACIER-BETON ........................................ 64

IV.3.1 Généralités .................................................................................................................................... 64

IV.3.2 Circuit électrique équivalent ......................................................................................................... 66

IV.3.3 Circuits électriques équivalents au système acier-béton............................................................... 67

IV.3.4 Description des spectres d’impédance du système acier–béton.................................................... 69

IV.4 AUTRES METHODES.............................................................................................................. 76

V. CONCLUSION ........................................................................................................................... 76

CHAPITRE 2 : PROGRAMME EXPERIMENTAL……………………………………..…80

I. INTRODUCTION ...................................................................................................................... 79

II. EPROUVETTES ETUDIEES ................................................................................................... 79

II.1 EPROUVETTES EN BETON PRECONTRAINT............................................................................ 79

II.1.1 Corps d’épreuve ............................................................................................................................ 79

II.1.2 Application de la protection cathodique par anode sacrificielle (protection galvanique)............ 80

II.1.3 Contrôle de la protection galvanique............................................................................................ 81

II.1.4 Références des éprouvettes............................................................................................................ 82

II.1.5 Bilan des éprouvettes en béton précontraint utilisées ................................................................... 82

II.1.6 Préparation des éprouvettes pour effectuer les mesures............................................................... 83

II.2 EPROUVETTES MODELES......................................................................................................83

II.2.1 Matériaux utilisés.......................................................................................................................... 83

II.2.2 Formulation de béton.................................................................................................................... 85

II.2.3 Introduction des chlorures ............................................................................................................ 85

II.2.4 Préparation des éprouvettes.......................................................................................................... 86

II.2.5 Application de la protection cathodique ....................................................................................... 87

II.2.6 Références des éprouvettes............................................................................................................ 88

II.2.7 Bilan des éprouvettes modèles utilisées ........................................................................................ 89

II.3 CARACTERISTIQUES DES ANODES UTILISEES....................................................................... 89

II.3.1 Lame et barre de zinc .................................................................................................................... 89

II.3.2 Renderoc Galvashield CC............................................................................................................. 90

II.4 TECHNIQUES EXPERIMENTALES UTILISEES.......................................................................... 90

II.4.1 Caractérisation du béton utilisé .................................................................................................... 90

II.4.2 Caractérisation électrochimique de l’acier................................................................................... 92

VII

III. ESSAIS PRELIMINAIRES POUR LA MISE EN ŒUVRE DE LA TE CHNIQUE

D’IMPEDANCE.................................................................................................................................. 95

III.1 INTRODUCTION..................................................................................................................... 95

III.2 RESULTATS EXPERIMENTAUX PRELIMINAIRES.................................................................... 98

III.2.1 Béton d’enrobage .......................................................................................................................... 98

III.2.2 Type d’aciers............................................................................................................................... 102

III.2.3 Présence des ions chlore ............................................................................................................. 104

III.2.4 Polarisation de l’acier ................................................................................................................ 105

III.3 CONCLUSIONS.................................................................................................................... 106

IV. CONCLUSION ......................................................................................................................... 107

CHAPITRE 3 : EFFICACITE DE LA PROTECTION GALVANIQUE APPLIQUEE AUX

ELEMENTS EN BETON PRECONTRAINT……………………………………………..111

I. INTRODUCTION .................................................................................................................... 110

II. EVOLUTION DES PARAMETRES ELECTROCHIMIQUES.......... ................................ 111

II.1 POTENTIEL DE L’ACIER ......................................................................................................111

II.1.1 Dépolarisation des aciers............................................................................................................ 111

II.1.2 Evolution du potentiel de l’acier ................................................................................................. 112

II.2 VITESSE DE CORROSION..................................................................................................... 119

II.3 RELATION « POTENTIEL - VITESSE DE CORROSION » ......................................................... 121

II.4 IMPEDANCES ELECTROCHIMIQUES..................................................................................... 123

II.4.1 Diagrammes d’impédance........................................................................................................... 123

II.4.2 Résultats obtenus......................................................................................................................... 127

II.5 COMPARAISON DE LA DENSITE DE COURANT DE CORROSION............................................ 131

III. EFFET DU CHAMP ELECTRIQUE SUR LA CONCENTRATION EN I ONS CHLORE

TOTAUX A LA SURFACE DE L’ACIER ..................................................................................... 132

IV. OBSERVATIONS MACROSCOPIQUES ET MICROSCOPIQUES ................................ 133

V. EFFETS SECONDAIRES EVENTUELS LIES AUX SYSTEMES DE PROTECTION.. 135

V.1 INITIATION DE REACTION ALCALI GRANULAT ET FORMATION D’ETTRINGITE................... 135

V.2 PRODUCTION D’HYDROGENE A L’ACIER ............................................................................ 136

V.3 CHANGEMENT DE COMPORTEMENT MECANIQUE DE POUTRELLES EN BETON PRECONTRAINT

137

VI. SYNTHESE............................................................................................................................... 138

VIII

CHAPITRE 4 : COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES DE PREVENTION

CATHODIQUE APPLIQUES A DES EPROUVETTES MODELES……………………142

I. INTRODUCTION .................................................................................................................... 142



II.1.1 Acier de type HA ......................................................................................................................... 143

II.1.2 Acier de type HR ......................................................................................................................... 144

II.2 RESISTANCE DE POLARISATION ET VITESSE DE CORROSION.............................................. 145




II.3.1 Diagramme d’impédance ............................................................................................................ 148

II.3.2 Principaux résultats électrochimiques ........................................................................................ 155

III. AUTRES ANALYSES.............................................................................................................. 159

III.1 EFFET DU CHAMP ELECTRIQUE SUR LA CONCENTRATION EN IONS CHLORE TOTAUX A LA

SURFACE DE L’ACIER....................................................................................................................... 159

III.2 EXAMENS VISUELS............................................................................................................. 159

IV. SYNTHESE............................................................................................................................... 161

CHAPITRE 5 : COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES DE PROTECTION

CATHODIQUE POUR DES EPROUVETTES MODELES……………………………...164

I. INTRODUCTION .................................................................................................................... 164





II.2 RESISTANCE DE POLARISATION ET VITESSE DE CORROSION.............................................. 167




II.3.1 Diagramme d’impédance ............................................................................................................ 169

II.3.2 Principaux résultats électrochimiques ........................................................................................ 174

III. EXAMENS VISUELS .............................................................................................................. 177

IV. EXPLOITATION DES RESULTATS OBTENUS SUR EPROUVETTES MODELES ... 179

IX

IV.1 RELATION « POTENTIEL DE CORROSION - VITESSE DE CORROSION »................................. 179

IV.2 DENSITES DE COURANT DE CORROSION............................................................................. 180

IV.3 RELATION ENTRE ICORR (RP ) FINAL ET ICORR (RP )INITIAL ....................................................... 185

V. SYNTHESE............................................................................................................................... 187

SYNTHESE GENERALE ET CONCLUSION……………………………………………191

BIBLIOGRAPHIE…..……………………………………………………………………...199

ANNEXES…………………………………………………………………………………..212

I. MESURES DE LA MASSE VOLOMIQUE APPARENTE ET DE LA PO ROSITE D’UN

BETON DURCI (MODE OPERATOIRE AFPC-AFREM) ........... .............................................. 212

II. EXTRACTION ET DOSAGE DES CHLORURES LIBRES ET TOTAUX DANS LE

BETON............................................................................................................................................... 213

II.1 MISE EN SOLUTION DES CHLORURES TOTAUX................................................................... 213

II.2 MISE EN SOLUTION DES CHLORURES LIBRES...................................................................... 213

II.3 DOSAGE.............................................................................................................................. 213

III. ANODE “RENDEROC GALVASHIELD CC”.................... ................................................. 214

IV. RESULTATS EXPERIMENTAUX (POTENTIEL D’ELECTRODE).... ........................... 215

IV.1 POUTRELLES EN BETON PRECONTRAINT ............................................................... 215

IV.2 EPROUVETTES MODELES (ACIERS NON CORRODES INITIALEMENT).............. 220

IV.3 EPROUVETTES MODELES (ACIERS CORRODES INITIALEMENT) ....................... 224

X

Table des illustrations

CHAPITRE I : SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE

FIGURES Figure I. 1. Mécanisme de dissolution de l’acier dans le béton en présence d’ions chlore....9 Figure I. 2. Modèles principaux de détérioration de corrosion…………………………… . 9 Figure I. 3. Volume relatif des produits d'oxydation du fer………………………………. 11 Figure I. 4. Comportement anodique d’un métal (a) à l’état actif, (b) à l’état actif-passif…12 Figure I. 5. Diagramme de Pourbaix potentiel – pH du fer……………………………… .14 Figure I. 6. Cinétique du comportement des armatures et du béton d'enrobage………….. 16 Figure I. 7. Modèle de PAGE d’attaque de l’acier par les ions chlore …………………….18 Figure I. 8. Produits de corrosion du fer dans un milieu selon le rapport Cl-/OH-

(G : goethite (α-FeOOH) ; L : lépidocrocite (γ-FeOOH) ; A : akaganéite (β- FeOOH) ; M : magnétite (Fe3O4))…...………………… …18

Figure I. 9. Influence du pourcentage de chlorures introduits dans le béton [E/C = 0.60] sur le courant de corrosion - après 100 jours (courbe 1) - après 1 an (courbe2)…. 19

Figure I. 10. Gradient de pH en fonction de la profondeur carbonatée…………………… 22 Figure I. 11. Evolution de la profondeur de carbonatation en fonction du temps

et du rapport E/C (20 °C - 50% HR)………… …………………………….. 23 Figure I. 12. Dépassivation des aciers d'armature suite à la carbonatation du béton

a), b), c) : dépassivation provoquée par une fissure d) : dépassivation provoquée par un vide de ségrégation……………………. 24

Figure I. 13. Zones de corrosion sur une pile en béton dans un environnement marin…… ..30 Figure I. 14. Organigramme pour l’investigation d’une structure en béton armé corrodé… .31 Figure I. 15. Courbes de réaction anodique et cathodique……… ………………………….38 Figure I. 16. Influence de changement de diffusion d’oxygène sur les paramètres

de protection cathodique……………………………………………................38 Figure I. 17. Protection cathodique par courant imposé………………………………….....40 Figure I. 18. Comportement anodique de l’acier dans le béton en présence de chlorures… .42 Figure I. 19. Valeurs des potentiels de piqûre et de protection mesurées sur l’acier immergé dans une solution saturée de Ca(OH)2 en fonction de la teneur en ions chlore..42 Figure I. 20. Comportement de l'acier dans le béton selon le potentiel de l’acier

et la teneur en ions chlore par rapport au poids de ciment…………………….43 Figure I. 21. Courbes cathodiques de polarisation d'acier dans le béton en conditions

aériennes (a) béton non contaminé, (b) béton contaminé par chlorure et (c) béton immergé……………………………………………………………..45

Figure I. 22. Schéma d’application d’un traitement d’ECE………………………………....46 Figure I. 23. Illustration du processus électrochimique de réalcalinisation…………………48 Figure I. 24. Relation entre le gonflement, la densité du courant appliquée et le temps d’application de la technique électrochimique ……………………………….52 Figure I. 25. Principe de mesure de la résistivité électrique d’un béton par la méthode de Wenner (quatre pointes ayant le même espacement)…………………………..55 Figure I. 26. Mesure de résistivité de béton d’enrobage, par polarisation de l’armature…...55 Figure I. 27. Mesure du potentiel de corrosion……………………………………………...56 Figure I. 28. Relation entre le taux de corrosion et le potentiel de demi-cellule……………57 Figure I. 29. Courbe de polarisation pour calculer les pentes de Tafel selon TP……………62 Figure I. 30. Mesure de la résistance de polarisation (pente de la courbe de polarisation (η-I) autour du potentiel de corrosion quand I change la polarité de négatif à positif)63

XI

Figure I. 31. Spectre d’impédance caractéristique d’un système acier-béton……………... 65 Figure I. 32. Comportement selon Randles………………………………………………... 66 Figure I. 33. a) Schéma d’une réaction électrochimique et b) circuit équivalent de Randles d’un système simple où le contrôle est par activation…………………….…. 66 Figure I. 34. Diagramme d’impédance du circuit équivalent de Randles………………..….67 Figure I. 35. Circuit équivalent avec l’impédance de Warburg…………………………..…67 Figure I. 36. Circuits équivalents classiques pour caractériser le système acier- béton…….68 Figure I. 37. Diagramme d’impédance de système acier béton tracé par C.A. Scuderi et al.69 Figure I. 38. Représentation schématique de microstructure de béton, d’après………….....70 Figure I. 39. Microstructure simplifiée de béton…………………………………………....71 Figure I. 40. Diagramme typique d’impédance selon Song. [117] (fréquences > 100 KHz)..72 TABLEAUX Tableau I. 1. Niveaux critiques en chlorures nécessaires à l’initiation de la corrosion

de l'acier dans le béton ……………………………………………………….21 Tableau I. 2. Etat de corrosion d’armature selon le pH du béton…………………………..26 Tableau I. 3. Taux probable de corrosion selon les valeurs de la résistivité électrique du béton………………………………………………………………………….54 Tableau I. 4. Probabilité de corrosion d'après les relevés de potentiel……………………..57 Tableau I. 5. Intervalles typiques de potentiel de corrosion selon l’état du béton………….57 Tableau I. 6. Effets des différents facteurs sur la variation du potentiel de corrosion mesuré

à l'aide d'une électrode de référence et sur la probabilité de corrosion……….60 Tableau I. 7. Classification de vitesse de corrosion…………………………………….…..64

CHAPITRE 2 : PROGRAMME EXPERIMENTAL

FIGURES Figure II. 1. Section des éprouvettes en béton précontraint………………………………….79 Figure II. 2. Application du système de protection cathodique par anode sacrificielle

(cas de l’anode de type CC)…………………………………………………….81 Figure II. 3. Organigramme pour les éprouvettes en béton précontraint utilisées……………82 Figure II. 4. Présentation des points de mesures pour les éprouvettes en béton précontraint...83 Figure II. 5. Présentation schématique des éprouvettes modèles sans anode sacrificielle……86 Figure II. 6. Système de protection cathodique par anode sacrificielle………………………87 Figure II. 7. Système de protection cathodique par courant imposé : application d’un

courant continu de 5 mA/m² d’acier de la surface active……..………………...88 Figure II. 8. Organigramme des éprouvettes modèles utilisées pour les mesures par les

techniques EIS et Rp……………………………………………………………89 Figure II. 9. Schéma du dispositif expérimental pour l’essai de flexion 3 points sur les

sections de poutrelles en béton précontraint…………………………………....91 Figure II. 10. Présentation schématique de la mesure des impédances électrochimiques……93 Figure II. 11. Circuit électrique équivalent pour simuler les spectres d’impédance.

Cx.α est un élément de CPE…………………………………………………….93 Figure II. 12. Diagramme d’impédance tracé par Ford et al………………………………….95 Figure II. 13. Diagrammes de Nyquist pour deux éprouvettes modèles avec acier HA, ayant des épaisseurs de béton d’enrobage différentes…………………………98 Figure II. 14. Diagrammes de Nyquist pour un acier HA immergé dans une solution

XII

représentative de la solution interstitielle du béton (SSI)……………………...99 Figure II. 15. Diagrammes de Nyquist pour : (a) une éprouvette en béton armé

avec acier HR, (b) une éprouvette de béton précontraint……………….……..100 Figure II. 16. Evolution de Rb, Roxy et de Rtc en fonction de l’âge des éprouvettes

modèles, sans chlorure, ayant 2.5 cm d’enrobage………………………….…101 Figure II. 17. Modification des diagrammes de Nyquist selon le type d’aciers non corrodés utilisés………………………………………………………………………...102 Figure II. 18. Modification des diagrammes de Nyquist en utilisant des aciers corrodés

(a) enrobés dans le béton d’enrobage 2.5 cm, et (b) immergés dans la solution SSI………………………………………….103

Figure II. 19. Influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un acier de type HA immergé dans une solution SSI………………………………….104

Figure II. 20. Influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un acier de type HA enrobé dans le béton……………………………………………..105

Figure II. 21. Influence de la polarisation d’aciers immergés dans la solution SSI, (a) acier de type HA, (b) acier de type HR……………………………………105

TABLEAUX Tableau II. 1. Formulation du béton des poutrelles…………………………………………..80 Tableau II. 2. Composition chimique du ciment utilisé (en %)………………………………84 Tableau II. 3. Composition de Bogue du ciment utilisé……………………………...………84 Tableau II. 4. Caractéristiques des granulats utilisés…………………………………………84 Tableau II. 5. Formulation du béton utilisé…………………………………………………...85 Tableau II. 6. Valeurs de capacitances et leurs interprétations possibles………………….....97 CHAPITRE 3 : EFFICACITE DE LA PROTECTION GALVANIQUE APPLIQUEE AUX

ELEMENTS EN BETON PRECONTRAINT

FIGURES Figure III. 1. Dépolarisation des aciers en fonction du temps à partir de la déconnexion de

l’anode sacrificielle (toff) – cas des éprouvette de type EPC, après 8 mois de protection…………………………………………………………………....111

Figure III. 2. Evolution des moyennes de E(toff = 0 h) et de E(toff = 24 h) en fonction de temps d’exposition au point 1……………………………....113

Figure III. 3. Evolution des moyennes de E(toff = 0 h) et de E(toff = 24 h) en fonction de temps d’exposition au point 2…………………….…………115

Figure III. 4. Evolution des moyennes de E(t off = 0 h) et de E(t off = 24 h) en fonction du temps d’exposition au point 3………………………..……...117

Figure III. 5. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps d’exposition, point 1…………..…………….……….119

Figure III. 6. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps d’exposition, point 2..………………………………..120

Figure III. 7. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps de protection, point 3……….……………………….120

Figure III. 8. Relation entre E(toff = 24 h) et icorr pour les poutrelles en béton précontraint, point 3……….……………………………………...121

XIII

Figure III. 9. Effet possible d’une augmentation de polarisation anodique pour un changement de 150 mV de potentiel de l’acier vers des valeurs plus positives……………………………………………………………………..122

Figure III. 10. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes ENP (a) à fréquences basses et intermédiaires (b) à hautes fréquences……………………...……………….124

Figure III. 11. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes EPZ (a) à fréquences basses et intermédiaires (b) à hautes fréquences………………………………………125

Figure III. 12. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes EPC (a) à fréquences basses et intermédiaires (b) à hautes fréquences………………………………………126 Figure III. 13. Comparaison entre densités de courant de corrosion déterminées

par Rp ou par Rtc (EIS)……………………… ……………………………..131 Figure III. 14. Evolution des teneurs en ions chlore totaux à l’interface acier-béton,

point 3. ……………………………………..……………………………….132 Figure III. 15. Evolution des teneurs en ions chlore totaux à l’interface acier-béton,

point 2. ……………………………………………………………………...132 Figure III. 16. Evolution des teneurs en ions chlore totaux à l’interface acier-béton,

point 1. ……………………………...………………………………………132 Figure III. 17. Etat superficiel de l’acier des poutrelles en béton précontraint au point 3

(a) ENP, (b) EPZ et (c) EPC……………………………………………….133 Figure III. 18. Analyse d’une zone proche de la surface d’acier, pour une éprouvette EPZ.

Photo MEB à gauche (x100), quantifications EDS à droite……………....134 Figure III. 19. Analyse d’une zone proche de la surface d’acier, pour une éprouvette ENP.

Photo MEB à gauche(x2000), quantification EDS à droite……………….135 Figure III. 20. Photos MEB d’éprouvettes ENP (à gauche x2000) et d’éprouvettes EPC

(à droite x1100), au niveau du point 3………………………………………136 Figure III. 21. Courbes Force - Flèche obtenues en flexion 3 points pour des poutrelles en

béton précontraint ENP et EPC……………………………………………...137 TABLEAUX Tableau III. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement, point 1 (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))…………………………………...114 Tableau III. 2. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement, point 2

(avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))…………………………………...116 Tableau III. 3. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement, point 3

(avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))…………………………………...118 Tableau III. 4. Evolution des valeurs de Rb et Cc aux points 2 et 3 des poutrelles

en béton précontraint………………………………………………………...128 Tableau III. 5. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy des poutrelles en béton précontraint

au point 3…………………………………………………………………….129 Tableau III. 6. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl aux points 2 et 3 des poutrelles

en béton précontraint………………………………………………………...130

XIV

CHAPITRE 4 : COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES DE PREVENTION CATHODIQUE APPLIQUES A DES EPROUVETTES MODELES

FIGURES Figure IV. 1. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes avec aciers HA non corrodés…….143 Figure IV. 2. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes d’aciers HR non corrodés………..144 Figure IV. 3. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps de

traitement pour les éprouvettes avec aciers HA non corrodés……………....146 Figure IV. 4. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps

de traitement pour les éprouvettes avec aciers HR non corrodés………… ..147 Figure IV. 5. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour

des éprouvettes EPNHA, (avec aciers HA initialement non corrodés), (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences. ……………………….………………………….148

Figure IV. 6. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPZHA (avec aciers HA initialement non corrodés), (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences. …………………….…………………………….149

Figure IV. 7. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPCHA (avec aciers HA initialement non corrodés) (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences. .………………………………………………….150

Figure IV. 8. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPTHA (avec aciers HA initialement non corrodés) (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences. ……………….………………………………….151

Figure IV. 9. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPNHR, avec aciers HR non corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....152

Figure IV. 10. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPZHR, avec aciers HR non corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....153

Figure IV. 11. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPCHR, avec aciers HR non corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....154

Figure IV. 12. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPTHR, avec aciers HR non corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences……………………………………………………154

Figure IV. 13. Profil en ions chlore totaux pour les éprouvettes modèles avec aciers HA…159 Figure IV. 14. Surface du béton pour des éprouvettes modèles fabriquées avec des aciers

non corrodés avant le traitement (a) EPCHR et (b) EPZHA………………..160

XV

Figure IV. 15. Etat superficiel de l’acier des éprouvettes EPCHR présentées Figure IV. 14 ………………………………………………………………..160

Figure IV. 16. Etat superficiel de l’acier après 15 mois de traitement (a) ENPHR et (b) EPTHR …………………………………………………....160

TABLEAUX Tableau IV. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes

avec acier HA non corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))...........144 Tableau IV. 2. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes

avec acier HR non corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))….......145 Tableau IV. 3. Evolution des valeurs de Rb et Cc pour les éprouvettes avec aciers

HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection………….155 Tableau IV. 4. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy pour les éprouvettes avec

aciers HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection…...157 Tableau IV. 5. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl pour les éprouvettes avec

aciers HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection …..158

CHAPITRE 5 : COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES DE PROTECTION CATHODIQUE POUR DES EPROUVETTES MODELES…

FIGURES Figure V. 1. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes avec des aciers HA corrodés…….164 Figure V. 2. Evolution des moyennes de potentiel d’électrode de l’acier en fonction du

temps de traitement pour les éprouvettes avec des aciers HR corrodés….…166 Figure V. 3. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps

de traitement pour les éprouvettes avec aciers corrodés de type HA………..167 Figure V. 4. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps

de traitement pour les éprouvettes avec des aciers corrodés de type HR……168 Figure V. 5. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de traitement pour les

éprouvettes ENP, avec aciers HA corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences……………………………………………………169

Figure V. 6. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPC, avec aciers HA corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....170

Figure V. 7. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPT, avec aciers HA corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences……………………………………………………171

Figure V. 8. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes ENPHR, avec aciers HR corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....172

XVI

Figure V. 9. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPCHR, avec aciers HR corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....173

Figure V. 10. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour des

éprouvettes EPTHR, avec aciers HR corrodés, (a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences…………………………………………………....173

Figure V. 11. Aspect des éprouvettes (a) ENPHA après 10 mois d’immersion (b) ENPHR après 8 mois d’immersion…...………………...……………….177

Figure V. 12. Etat superficiel de l’acier HA pour l’éprouvette de la Figure V.11 (a)....…...178 Figure V. 13. Etat superficiel de l’acier HR pour l’éprouvette de la Figure V.11(b)………178 Figure V. 14. Etat superficiel de l’acier pour (a) EPTHR et (b) EPTHA ………………….179 Figure V. 15. Relation E(24h) – icorr (a) éprouvettes en béton armé acier HA et

(b) éprouvettes en béton armé acier HR…..…………………………………179 Figure V. 16. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion…………...…..180 Figure V. 17. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion pour les

éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés, (a) acier de type HA et (b) acier de type HR……………………………...…181

Figure V. 18. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés, (a) acier de type HA et (b) acier de type HR……………...…………………182

Figure V. 19. Pourcentage de répétition de chaque domaine de courant de corrosion dans chaque intervalle de potentiel pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés……….………………………………………..183

Figure V. 20. Pourcentage de répétition de chaque domaine de courant de corrosion dans chaque intervalle de potentiel pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés…………………………………….……………….184

Figure V. 21. Variation de icorr final en fonction de icorr initial pour a) éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés b) éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés………………………….186

TABLEAUX Tableau V. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes

avec acier HA corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))..................165 Tableau V. 2. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes

avec acier HR corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))…………..167 Tableau V. 3. Evolution des valeurs de Rb et Cc pour les éprouvettes avec aciers HA

ou HRinitialement corrodés, selon le type de protection……………………175 Tableau V. 4. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy pour les éprouvettes avec aciers

HA ou HR initialement corrodés, selon le type de protection…..…………..175 Tableau V. 5. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl pour les éprouvettes avec aciers

HA ou HR initialement corrodés, selon le type de protection………………177

Introduction générale

1

INTRODUCTION GENERALE


2

Les phénomènes de corrosion des armatures du béton sont les dégradations les plus fréquentes

des ouvrages en béton armé et précontraint. Ils entraînent des coûts très importants de

maintenance, de réparation et peuvent dans certains cas mettre en cause la sécurité des

structures et des usagers.

Les dommages dus à la corrosion commencent par des expansions au niveau des aciers qui

conduisent à la formation de fissures dans le béton et provoquent éventuellement le

décollement de l'enrobage. En plus de la disparition du béton d’enrobage, des dommages

structuraux peuvent survenir en raison de la perte d'adhérence des barres et de la diminution

de leur diamètre effectif (perte de capacité en traction).

Le béton d’enrobage, ou le mortier autour d’une armature, offre aux aciers une double

protection contre la corrosion. En premier lieu, il agit comme une barrière physique qui limite

la pénétration d’agents agressifs et l’accès de l’oxygène jusqu’à l’armature. Ensuite, grâce à la

composition de la solution interstitielle et à son pH élevé, le béton offre une protection

chimique contre la corrosion. Cependant, la porosité du béton est à l’origine de la diminution

de sa capacité à isoler l’acier des substances agressives du milieu extérieur.

Le béton est un milieu très alcalin, le pH de la solution interstitielle est généralement compris

entre 12.5 et 13.4. Sous ce niveau de pH, les aciers d'armature ne se corrodent pas car ils sont

recouverts d'un film passif d'épaisseur comprise entre 10-3 et 10-1 µm, appelé «couche

passive », le plus souvent formé de Fe3O4 - Fe2O3 γ. La corrosion des aciers d'armature ne

peut débuter que si le film passif est détruit. Les causes principales de la corrosion de

l’armature sont la carbonatation du béton, qui diminue le pH de la solution interstitielle, et/ou

la présence de chlorures en quantité suffisante au niveau des aciers.

La corrosion des aciers dans le béton est un processus électrochimique, qui peut être décrit

d’une façon simplifiée par deux réactions électrochimiques, une réaction anodique qui est la

dissolution (oxydation) de l’acier, et une réaction cathodique qui est la réduction d’une espèce

dissoute (ions ou gaz) dans la solution interstitielle.

Les réactions d’oxydation conduisent dans le cas du fer à la formation de produits expansifs

avec une augmentation de volume égale au minimum à deux fois celui du métal de base à

partir duquel ils se sont formés. Les variations volumiques induisent des contraintes dans le

béton d’enrobage et au-delà d’un certain seuil, l’apparition de petites fissures. De plus, la


3

corrosion de l’acier se traduit par une diminution de sa section et, en conséquence, de la

capacité portante de l’ouvrage.

Le béton précontraint a été développé afin de diminuer le poids des structures en béton et

d’éviter la formation des fissures. Les barres précontraintes, se composant d’aciers à haute

résistance, sont soumises à une force de traction équivalente à environ 70-80% de leur

contrainte à la rupture. Ces aciers peuvent être directement au contact du béton (précontrainte

par pré-tension) ou entourés d’un coulis de protection (précontrainte par post-tension). Du fait

de ces contraintes élevées des barres, une attention particulière doit être apportée aux

ouvrages en béton précontraint, et au risque de fragilisation des aciers.

Le processus de corrosion des aciers du béton précontraint est un processus de corrosion sous

contrainte (CSC) qui se déroule en deux étapes. Dans la première phase, dit d’amorçage de

fissure, l’acier n’est visiblement pas détérioré. Dans la deuxième phase, correspondant à la

croissance de certaines fissures, la corrosion peut aller jusqu’à la rupture du métal.

Le mécanisme de corrosion sous contrainte met en jeu la fragilisation par l’hydrogène,

souvent désignée par FPH. Cette fragilisation est par définition la diminution de la ductilité

d’un acier à haute résistance.

La connaissance des conditions environnantes n’est pas suffisante pour prévenir l’évolution

du processus de corrosion dès la conception. Des techniques de détection et d’observation ont

été mises au point pour évaluer le niveau de corrosion d’un acier dans une structure. On peut

classer ces techniques en deux types : les techniques électrochimiques comme la mesure du

potentiel de corrosion, la résistance de polarisation et l’impédance électrochimique, et les

techniques chimiques comme l’analyse de concentration en chlorure et du front de

carbonatation.

Pour faire face à la corrosion de l’acier, le retour d’expérience montre que les méthodes de

réparation conventionnelles telles que le remplacement du béton endommagé ou le

changement de l’acier corrodé ne constituent pas des solutions satisfaisantes. C’est pourquoi

des méthodes de maintenance sont recherchées, comme les techniques électrochimiques de

réalcalinisation, d’extraction électrochimique des chlorures ou encore de protection

cathodique. Ces deux dernières méthodes représentent un moyen efficace pour le traitement et

la maintenance des ouvrages contaminés par les ions chlore. En plus les techniques


4

électrochimiques sont non destructives ce qui est un avantage important pour les maîtres

d’ouvrages.

D’autres techniques non électrochimiques ont été développées telles que les revêtements sur

la surface du béton, les revêtements sur la surface de l’acier, les inhibiteurs de corrosion et les

mortiers de réparation. Malgré la facilité relative de mise en œuvre de ces techniques, elles

ont un inconvénient important, qui est de ne pas prendre en compte la nature électrochimique

de la corrosion. Une réparation locale pourrait conduire à aggraver la dissolution de

l’armature en créant des zones anodiques et cathodiques sur la surface de cette armature,

particulièrement dans le cas où la corrosion est provoquée par les ions chlore.

Les techniques électrochimiques sont basées sur le principe électrochimique du mécanisme de

la corrosion d’acier. Elles peuvent être mises en œuvre en faisant passer un courant électrique

continu entre une anode placée sur la surface de béton et l’acier à protéger (cathode), l’anode

et la cathode étant dans le même milieu électrolytique. Il est aussi possible d’utiliser un métal

moins électropositif que l’acier comme anode sacrificielle.

La protection cathodique des matériaux métalliques consiste à éviter ou réduire leur corrosion

en milieux électrolytiques en provoquant l’abaissement de leur potentiel électrochimique

jusqu’à un niveau suffisant, correspondant à leur domaine d’immunité. Cet abaissement du

potentiel est assuré par le couplage de l’ouvrage à protéger avec des anodes sacrificielles à

base de zinc, d’aluminium ou de magnésium (protection cathodique par anode sacrificielle) ou

par l’injection d’un courant électrique continu, de l’ordre de 1 à 20 mA/m² d’acier à protéger,

entre l’acier (cathode) et un matériau inerte placé en surface du béton d’enrobage (protection

cathodique par courant imposé).

Ce système de protection est un système idéal théoriquement quand il peut être appliqué

efficacement. L’ensemble de la surface de métal à protéger au contact de l’électrolyte corrosif

est ainsi transformé en cathode, c'est-à-dire qu’il reçoit toujours de l’électrolyte le courant

électrique continu qui correspond à la réduction des espèces oxydantes de la solution (eau, H+

ou O2).

L’analyse bibliographique montre que la protection cathodique améliore la stabilité

thermodynamique de l’acier dans le béton armé même en présence d’ions chlore. Cepenadnt,

cette technique doit être mise en œuvre de façon permanente.


5

La technique de déchloruration ou, l’extraction électrochimique des chlorures (ECE), se base

sur le même principe électrochimique que la protection cathodique par courant imposé, mais

avec un courant plus élevé (de 1 à 5 A/m2) et une application de façon temporaire sur une

période de quelques semaines. Cette technique permet de déplacer les ions chlore, par l’effet

d’électromigration, de l’armature vers la surface du béton sur laquelle est placée une anode

immergée dans un électrolyte. En complément, la formation d’ions OH- à la surface de l’acier

crée des conditions favorables pour renouveler la couche passive.

La technique de réalcalinisation est appliquée sur des ouvrages en béton lorsque la corrosion

de l’acier est provoquée par la carbonatation du béton d’enrobage, et donc par la diminution

du pH de la solution interstitielle. Le principe de cette technique est aussi d’appliquer une

tension assez forte entre l’acier et une anode temporaire placée sur la surface du béton. Dans

ce cas, le but de cette technique est d’augmenter le pH à une valeur qui permet de repassiver

les aciers. La densité de courant utile pour ce traitement est de l’ordre de 0.1 A/m2 appliqué

sur une période de quelques jours à quelques semaines. Pour la réalcalinisation, une solution

basique est appliquée en plus sur le parement de façon à pénétrer à l’intérieur du béton

d’enrobage. Les réactions électrochimiques qui se déroulent sur la surface de l’acier

provoquent la formation des OH-, ce qui augmente le pH de la solution interstitielle du béton

autour de l’armature. Les applications de cette technique pour les structures en béton sont

encore limitées.

Cependant, l’application de techniques électrochimiques pourrait provoquer des effets

secondaires qu’il est indispensable d’identifier et de contrôler. La fragilisation des aciers et le

risque d’une alcali-réaction dans le béton sont parfois évoqués.

L’objectif de notre travail consiste à évaluer les avantages et les inconvénients de

l’application d’une protection cathodique par anode sacrificielle sur des éléments en béton

précontraint et de faire une comparaison avec la protection cathodique par courant imposé.

On s’intéressera particulièrement à vérifier si ces systèmes de protection peuvent vraiment

protéger les aciers en diminuant leur vitesse de corrosion, et éventuellement donner la

possibilité de les repassiver. L’étude se divise en cinq chapitres décrivant les bases théoriques

et expérimentales de notre étude.


6

Le premier chapitre correspond à une étude bibliographique axée sur la corrosion des aciers

dans le béton, les méthodes d’étude de la corrosion de l’acier dans le béton, et les techniques

de maintenance.

Le deuxième chapitre présente tout d’abord le programme expérimental avec les paramètres

expérimentaux choisis pour mettre en évidence l’efficacité des techniques de protection

appliquées ainsi que les méthodes de mesures qui ont été utilisées. Des essais préliminaires

destinés à étudier les évolutions des réponses d’impédance du diagramme de Nyquist pour des

systèmes béton-acier sont ensuite présentés afin de déterminer pour chaque demi-cercle son

origine et les paramètres influents.

Le troisième chapitre est centré sur l’analyse de résultats expérimentaux obtenus lors de

l’application de la protection cathodique par anode sacrificielle (protection galvanique) sur

des éléments de béton précontraint, et à l’observation des effets secondaires possibles dus au

courant de protection.

Le quatrième chapitre présente les résultats des essais effectués pour déterminer l’efficacité de

différents types de prévention cathodique pour des éprouvettes « modèles ». Deux systèmes

de protection par anode sacrificielle à base de zinc et un système de protection par courant

imposé sont appliqués à des éprouvettes dont les aciers ne sont pas corrodés avant le

traitement.

Dans le cinquième chapitre, une démarche analogue à celle adoptée dans le chapitre précédent

est appliquée en vue d’étudier l’efficacité des systèmes de protection cathodique galvanique

ou par courant imposé, sur des éprouvettes modèles dont les aciers sont déjà corrodés avant

l’application du traitement.

Le dernier chapitre est consacré à la synthèse des résultats et à une conclusion générale.

Chapitre 1. Synthèse bibliographique

7

CHAPITRE 1 :

SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE


8

I. INTRODUCTION

Dans le cas des constructions en béton armé, la durabilité de l’ouvrage dépend essentiellement

de la tenue des armatures à la corrosion. Afin d’étudier et éventuellement d’éviter la corrosion

de l’acier dans le béton, il est nécessaire de connaître le mécanisme de corrosion des aciers

dans le béton, de connaître les techniques de maintenance utilisées, et de décrire les

différentes techniques d’étude permettant de diagnostiquer leur état.

Ce premier chapitre, consacré à la revue bibliographique, a été organisé en trois volets :

- 1. Corrosion des aciers dans le béton.

- 2. Techniques de maintenance.

- 3. Techniques d’étude de la corrosion des aciers dans le béton.

II. CORROSION DES ACIERS DANS LE BETON

II.1 INTRODUCTION

La corrosion résulte d’interactions physico-chimiques entre le métal et l’environnement

provoquant des modifications de ses propriétés accompagnées d’une dégradation du métal.

EVANS [1] est le premier à avoir défini la corrosion comme un processus électrochimique, en

présence de phase liquide.

Il existe différents types de corrosion : uniforme, galvanique (dite bimétallique), caverneuse,

par piqûres et sous contrainte [2]. En général, l’origine de la corrosion est la formation d’une

pile électrochimique, qui se forme lorsqu’il y a une différence de potentiel entre deux parties à

la surface du métal. Ainsi, la surface de l’acier dans le béton est constituée d’une multitude de

micro-piles constituées de zones anodiques et de zones cathodiques.

Les armatures dans le béton sont protégées grâce à l’alcalinité forte du béton (pH > 12). Dans

ces conditions, un film protecteur très mince et adhérent, nommé film passif, se forme à la

surface de l’acier. Ce film d’oxyde protège les aciers contre la corrosion dans les conditions

normales. En présence d’eau et d’oxygène, ce film passif peut être détruit par des agents

agressifs comme les chlorures ou les sulfates.

La corrosion des armatures dans le béton a principalement lieu à la suite de la carbonatation

du béton d’enrobage et de la pénétration des chlorures [3]. Le dioxyde de carbone réagit avec

les hydrates de la pâte de ciment en produisant un abaissement du pH qui conduit à une


9

déstabilisation de la couche passive formée sur l’acier. Les ions chlorures pénètrent dans la

structure poreuse du béton et peuvent atteindre l’armature. S’ils sont présents en quantité

suffisante autour de la couche passive, ils forment des complexes avec les ions métalliques et

déplacent les molécules d’eau. Ces produits diffusent en suite dans la solution interstitielle.

La corrosion ne se forme qu’en présence d’oxygène et d’humidité relative comprise entre

70% et 80%. Lorsque l’atmosphère est très sèche (humidité relative < 40% et donc absence

d'électrolyte), ou lorsque le béton est totalement immergé dans l’eau désaérée (manque

d'oxygène), la corrosion ne se produit en principe pas [4,5].

Le développement de la corrosion de l’acier dépend aussi d’autres facteurs comme le rapport

E/C, le type de ciment, les additions minérales, la qualité de l’interface acier-béton,

l’épaisseur d’enrobage, la température, le pH, le potentiel de l’acier, les hétérogénéités de la

surface de l’acier, etc. [4, 5, 6].

La Figure I. 1 montre le mécanisme de dissolution de l’acier dans le béton en présence d’ions

chlore. La Figure I. 2 montre les modèles principaux de détérioration par la corrosion

consécutivement à la carbonatation et à la pénétration des ions chlores.

Figure I. 1. Mécanisme de dissolution de l’acier dans le béton en présence d’ions chlore [3]

Figure I. 2. Modèles principaux de détérioration de corrosion [3]


10

II.2 NATURE ELECTROCHIMIQUE DE LA CORROSION

II.2.1 Généralités

La corrosion des armatures en acier dans le béton est un processus électrochimique qui

implique l’existence d’une anode, d’une cathode et d’un milieu électrolytique pour constituer

une pile électrochimique. La création de ces piles sur l’armature conduit à la dissolution du

métal dans les zones anodiques selon la réaction d’oxydation :

Fe → Fe2+ + 2 e- (1)

Les électrons libérés par la réaction anodique sont consommés à la cathode par la réaction

cathodique :

- En présence d’oxygène :

2H2O + O2 + 4 e- → 4OH- (2)

- En absence d’oxygène :

2H+ + 2 e- → H2 (3)

Ensuite, les ions ferreux réagissent avec les ions OH- pour former de l’hydroxyde ferreux :

Fe2+ + 2OH- → Fe(OH)2 (4)

Les réactions se poursuivent :

Fe + H2O → FeOH+ + H+ + 2 e- (5)

Fe + 3H2O → Fe(OH)3 + 3H+ + 3 e- (6)

2Fe + 3H2O → Fe2O3 + 6H+ + 6 e- (7)

3Fe + 4H2O → 3Fe3O4 + 8H+ + 8 e- (8)

Fe3O4 + 5H2O → 3Fe(OH)3 + H+ + e- (9)

Puis, une oxydation lente conduit aux oxydes hydratés : γ-FeOOH (lépidocrocite) qui

représente la rouille fraîchement formée, α-FeOOH (goethite) qui représente la rouille vieillie,

et la magnétite Fe3O4. La rouille formée sur les armatures est un mélange de ces trois

constituants, en proportions variables dépendant de nombreux facteurs comme l’âge du béton

et la nature du milieu environnant. La quantité de magnétite est toujours petite.

La corrosion des aciers d'armature peut provoquer des dommages au béton environnant du fait

que la rouille est formée de produits fortement expansifs. En effet, suivant l'état d'oxydation,

le fer métallique forme des oxydes dont le volume peut être jusqu'à 6 fois supérieur au volume

initial, comme le montre la Figure I. 3.


11

Figure I. 3. Volume relatif des produits d'oxydation du fer [6]

Du point de vue électrochimique, ces réactions ne sont possibles, pour une solution donnée,

qu’à partir d’un certain potentiel effectif, appelé potentiel d’anode EA, défini par la relation de

Nernst (réaction 1) :

(10)

Où : E0A est le potentiel standard d’électrode à l’anode, Rc la constante des gaz parfaits, F la

constante de Faraday (F = 96487 coulombs), T la température absolue, n le nombre

d’électrons libérés par la réaction.

Pour le fer, la relation de Nernst devient (avec E0A = -0.44 V, Rc = 8.314 J/K°, F = 96487

coulombs, T = 25° C, n = 2 et [Fe] = 1) :

(11)

Où [Fe2+] est la concentration en Fe2+ définie par la solubilité de Fe(OH)2 qui reste faible.

Le potentiel d’électrode pour la réaction cathodique (réaction 2), EC, est défini par la relation

suivante :

(12)

Où : E0c est le potentiel standard d’électrode à la cathode.

La relation devient (en substituant E0C = -0.401 V, RC = 8.314 J/°K, F = 96487 coulombs,

T = 25° C, n = 4 et log [OH-] = pH – 14) ;

(13)

Où : [O2] est la concentration d’oxygène.


12

A partir de EC et EA, on peut définir la force électromotrice de la corrosion comme :

e = EC - EA (14)

Enfin :

e = 1.669 + 0.0148 log [O2] – 0.0591pH – 0.0296 log[Fe2+] (15)

Cette force électromotrice conduit le courant de corrosion, dans l’électrolyte, de l’anode à la

cathode. Elle nous indique que le taux de corrosion est influencé par le pH et la concentration

en oxygène et la concentration en Fe2+.

II.2.2 Conditions d'immunité [4]

La corrosion d’un métal ne peut pas avoir lieu si le potentiel de la surface du métal (E) est

inférieur au potentiel d'équilibre du processus d’oxydation (Eeq). La condition selon laquelle

le métal n'a aucune tendance à passer à la forme d’oxyde (E ≤ Eeq) s’appelle la condition

d’immunité. La corrosion peut donc se produire si E > Eeq.

E dépend de la nature du métal et de l'électrolyte mais il change également s’il y a un courant

électrique entre le métal et l’électrode. Ainsi, la corrosion augmente quand le courant circule

du métal vers l'électrolyte (courant anodique) et elle diminue quand ce courant circule de

l'électrolyte vers le métal (courant cathodique). Eeq est donné par la loi de Nernst (relation

10).

Dans les cas de la corrosion active, commune à de nombreuses situations (acier dans le sol,

dans l’eau de mer et aussi dans le béton carbonaté), le taux de corrosion, proportionnel au

courant de corrosion, noté (ia) dans cet exemple, augmente avec l’augmentation du potentiel

(Figure I. 4a).

Figure I. 4. Comportement anodique d’un métal (a) à l’état actif, (b) à l’état actif-passif [4]


13

Dans les cas où les aciers ont un comportement actif-passif (cas des aciers dans le béton ou,

plus généralement, dans les environnements alcalins, mais aussi les aciers inoxydables dans

des milieux neutres), le comportement du taux de corrosion devient plus compliqué (Figure I.

4b.) On constate que (ia) augmente un peu avec l’augmentation du potentiel de Eeq à Eeq.H qui

est le potentiel d’équilibre de la formation d’hydrogène, puis diminue à une valeur très petite

due à la formation de film d’oxyde à la surface du métal, pour finalement augmenter encore

aux potentiels élevés si ce film a été détruit.

II.2.3 Formation d'hydrogène

La formation d'hydrogène étant un processus cathodique, elle peut avoir lieu quand le

potentiel du métal (E) devient plus bas que le potentiel d'équilibre de la formation

d'hydrogène (Eeq,H), c'est-à-dire quand E < Eeq,H. Eeq,H change avec le pH selon la loi de

Nernst. Dans tous les cas, quand le pH sur la surface d’armature est supérieur à 12.5, Eeq,H

sera inférieur à -950 mV vs SCE.

II.3 PASSIVATION ET DEPASSIVATION DES ACIERS DANS LE BETON

II.3.1 Passivation

Le pH de la solution interstitielle dans les pores du béton sain est compris entre 12.5 et 13.4.

Avec cette valeur élevée du pH, l’acier se recouvre d’oxyde protecteur, qui forme la couche

passive protégeant les aciers de la corrosion. La couche d’oxyde contient du calcium, mais

des recherches ont montré que cette couche se forme même en absence de calcium [7].

Les conditions d’existence et d’équilibre de cette couche peuvent être calculées à l’aide des

diagrammes de Pourbaix [8] qui représentent, en fonction du pH, le potentiel réversible des

réactions d’électrode calculé par l’équation de Nernst. A l’aide de ces diagrammes, on peut

distinguer les domaines d’immunité, de corrosion, de passivation et de stabilité

thermodynamique de l’eau à la pression atmosphérique.

La Figure I. 5 montre un exemple de diagramme potentiel-pH pour le fer tenant compte des

oxydes formés, Fe2O3 et Fe3O4. Les lignes pointillées représentent les limites de stabilité de

l'eau à la pression atmosphérique : en dessous de la ligne (a) l'eau se réduit en formant de

l'hydrogène et au-dessus de la ligne (b) l'eau s'oxyde en formant de l'oxygène. L’oxyde

ferrique hydraté et la magnétite sont les seuls oxydes pris en compte et la concentration en

ions ferreux et ferriques dissous est de 10-6 moles par litre. Ainsi le rôle de l’oxygène dissous

dans l’eau n’est pas pris en compte. Selon ce diagramme, le fer peut réagir avec les protons en


14

Formation d’hydrogène

Formation d’oxygène

Formation d’hydrogène

Formation d’oxygène

milieu acide et neutre accompagné d’un dégagement d’hydrogène. Par contre en milieu

alcalin, la corrosion de fer ne se produit pas car les oxydes formés par réaction avec les ions

hydroxyles sont insolubles.

Figure I. 5. Diagramme de Pourbaix potentiel – pH du fer [8].

Lorsque les aciers sont dans une solution alcaline, ils se recouvrent d’un film d’oxyde

d’épaisseur 1-5 nm. Dans le béton sain, ce film est homogène, continu et de 50-200 µm

d’épaisseur; sa composition chimique dépend du pH, du potentiel de l’acier et aussi de

l’existence de l’oxygène.

L’interface acier-béton peut être dans un état passif, semi passif ou actif (corrosion) [5]. Pour

l’état passif, le film d’oxyde se fait lentement et est composé de Fe3O4-γ-Fe2O3. Pour l’état

semi-passif, le film d’oxyde est constitué de deux couches, la première est directement sur la

surface d’acier et composée de Fe3O4-γ-Fe2O3, la deuxième est formé du mélange de α-

FeOOH et de Fe3O4-γ-Fe2O3. Cette couche est inhomogène et poreuse due à sa formation

rapide et est, en conséquence, moins efficace contre la corrosion.

II.3.2 Dépassivation

a . Généralités

Dans la solution interstitielle du béton sain, les ions Fe2+, produit de la réaction anodique (1),

peuvent rester sous la forme Fe(OH)2 ou être oxydés en ions Fe3+ (qui se trouvent sous la

forme Fe(OH)3, formant le mince film passif à la surface de l’acier). Dans ce cas, l’acier est

protégé et il n’y a pas de dommages détectables dus à la corrosion.


15

La dépassivation de l'acier dans le béton se produit le plus souvent par l'action de deux agents

qui peuvent se présenter simultanément : le dioxyde de carbone, CO2 (carbonatation), et la

présence de chlorures au niveau des armatures.

Ces deux agents interagissent entre eux puisque la carbonatation peut affecter la diffusion des

chlorures au sein du béton en changeant la structure des réseaux poreux [9]. La carbonatation

pourrait provoquer une réduction de la porosité totale et une redistribution de la taille des

pores. Cela pourrait rendre la pénétration des chlorures plus difficile [10].

L’état de corrosion actif fait suite à la carbonatation du béton d’enrobage qui correspond à la

formation de carbonate de calcium (CaCO3) à partir de la portlandite, et à une diminution

simultanée du pH de la solution interstitielle du béton :

Ca(OH)2 + CO2 → CaCO3 + H2O (16)

pH > 12 pH < 9.5

Dans un tel béton la couche passive ne résiste pas et la corrosion démarre.

Par ailleurs, lorsque la teneur en chlorure atteint ou dépasse une valeur critique, la couche

passive ne peut plus protéger l’acier. La dépassivation nécessite un taux de Cl- élevé si

l’alcalinité de la solution interstitielle est suffisamment élevée. Par contre, si le pH est

inférieur à 9.5, la teneur critique en chlorure nécessaire pour provoquer la dépassivation est

plus faible.

La présence d’ions chlore attaque le film d’oxyde mais n’a pas d’influence sur la composition

et la structure des produits de corrosion. C’est l’oxygène qui détermine la composition

chimique de ces produits.

Selon Tuutti [11] le processus de corrosion des aciers dans le cas d’un béton initialement sain

s'effectue généralement en deux étapes (Figure I. 6) :

- la phase d’initiation (phase A, Figure I. 6) : l'acier est stabilisé par la couche de

passivation qui empêche la formation de rouille, mais au cours de cette période, les

agents agressifs pénètrent dans la structures poreuse du béton d’enrobage ;

- la phase d'amorçage ou de propagation (phase B, Figure I. 6) correspondant à la

dépassivation progressive de l'acier lorsque les agents agressifs ont atteint l’interface

acier-béton.

Durant la deuxième phase se produit la propagation de la rouille produite par les réactions

d'oxydation à la surface du métal. La formation des produits d'oxydation provoque un

gonflement qui fini par provoquer la fissuration de l'enrobage (phase C, Figure I. 6).


16

Figure I. 6. Cinétique du comportement des armatures et du béton d'enrobage [11].

En pratique, on doit donc faire en sorte que la période d'amorçage soit la plus longue possible.

On peut allonger cette étape en prévoyant des épaisseurs de recouvrement suffisantes et en

choisissant une formule de béton permettant de diminuer sa perméabilité (eau, gaz).

b . Rôle des chlorures

Les chlorures peuvent exister dans le béton selon les trois formes suivantes :

- libres et dissous dans la solution interstitielle ;

- absorbés physiquement sur les parois des pores du béton ;

- chimiquement liés, principalement sous la forme de chloroaluminates résultant des

réactions chimiques entre les chlorures et des phases du ciment hydraté.

Ces trois formes sont en équilibre et leurs proportions respectives varient en fonction de

nombreux facteurs tels que la teneur globale en chlorures, la nature du ciment, la composition

et l’humidité du béton, son âge ou la température. D’un point de vue de la corrosion des

armatures, ce sont les chlorures libres dissous (la première forme), qui participent au

phénomène de corrosion.

Les chlorures présents dans le béton peuvent avoir été introduits lors du gâchage, ou avoir

pénétré à partir du milieu environnant. La vitesse de pénétration des chlorures dans les pores

du béton varie selon la structure poreuse et les conditions d’exposition. En milieu saturé, elle

peut être décrite par un processus de diffusion respectant la loi de Fick :

2

2

x

CD

t

Ca ∂

∂=∂∂

(17)

Où : Da est le coefficient de diffusion apparente qui prend en compte la possibilité de

« piégeage » des ions chlore par réaction chimique avec les aluminates ou par adsorption à la


17

surface des pores et C(x,t) est la concentration en ions chlore, à une profondeur x au bout du

temps t.

Les chlorures qui pénètrent dans le béton peuvent en effet réagir chimiquement avec le C3A

du ciment. Cette réaction produit des monochloroaluminates hydratés (C3A. CaCl2.10H2O)

qui sont des hydrates relativement stables dans le béton.

La formation des chloroaluminates permet de fixer des chlorures dans le béton, ce qui réduit

en conséquence la teneur en chlorures libres et, par le fait même, les risques de corrosion. Ce

phénomène explique pourquoi les ciments riches en C3A offrent en général une meilleure

protection contre la corrosion des aciers.

Vitesse de corrosion

La vitesse de corrosion des barres d'armature est plus grande en présence de chlorures. Les

chlorures ont deux effets dans les mécanismes de corrosion :

- ils diminuent la résistivité de l'électrolyte, ce qui facilite le transport des ions d'un site

à l'autre ;

- ils dépassivent les aciers par destruction locale de la couche superficielle (piqûres).

Aux endroits où la couche a été détruite, l'acier se dissout (zone anodique), alors que le reste

de la surface encore passivée correspond à la zone cathodique. Les chlorures agissent aux

zones anodiques en augmentant la vitesse de corrosion [13]. La surface des zones anodiques

est plus petite que celle des zones cathodiques ce qui accélère encore la vitesse de corrosion

[14].

Le rapport cathode/anode élevé favorise la progression localisée et en profondeur de la

corrosion, formant des piqûres ou une corrosion caverneuse [15]. Les réactions de corrosion

au niveau de la cellule caverneuse sont encore mal comprises. Le mécanisme de ce type de

corrosion est complexe car la composition de la solution à l’intérieur de la piqûre est modifiée

par rapport à celle de la solution interstitielle qui l’entoure [16].

Au fond de la piqûre, les ions chlore s'associent avec l'ion hydrogène de l'eau pour former de

l'acide chlorhydrique et sont constamment recyclés :

Fe2+ + Cl- + H2O → FeOH+ + H+Cl- (18)

H+Cl- → Cl-+ H+ (19)

Ces réactions engendrent une importante baisse du pH, entre 3.8 [17] et 5 [18]. La dissolution

du fer est alors accélérée. Les ions ferreux Fe2+ diffusés hors de la piqûre se combinent avec


18

les ions hydroxyles de la solution interstitielle tandis que la réaction cathodique est la même

que dans le cas de corrosion en absence de chlorure. La Figure I. 7 montre le schéma de la

corrosion par les ions chlorure [19].

H+ H+

2FeOH+

OH-

OH-

OH-

OH-

Cl-

Cl-Cl-Cl-

Métal

Oxyde

H+ H+

2FeOH+

OH-

OH-

OH-

OH-

Cl-

Cl-Cl-Cl-

Métal

Oxyde

Figure I. 7. Modèle de PAGE d’attaque de l’acier par les ions chlore [19]

Plus la concentration en chlorure au niveau des armatures est grande, plus la vitesse de

corrosion est élevée. Une fois la corrosion amorcée, il est plus difficile d’y remédier que dans

le cas de la carbonatation.

Teneur critique en ions chlore

Pour exprimer la teneur critique des ions chlore nécessaire pour l’amorçage de la corrosion, il

est habituel de considérer le rapport Cl-/OH-, des ions activant Cl- par rapport aux ions

passivant OH-.

Selon Haussman [20], la valeur moyenne du rapport Cl-/OH- suffisante pour lancer la

corrosion des aciers, dans une solution alcaline dont l’intervalle de pH est de 11.6 à 12.4, est

de l’ordre de 0.6. Si le pH est de 13.2, le rapport critique est de l’ordre de 0.83. D’autres

études ont démontré que la teneur critique en Cl- est associée à un changement de nature des

produits d’oxydation à la surface de l’acier. Lorsque Cl- < OH-, il se forme de l’hydroxyde

ferreux stable ; lorsque le Cl-> OH-, l’hydroxyde formé est instable, cette instabilité

correspond à la formation de produit de corrosion. La Figure I. 8 montre l’influence du

rapport Cl-/OH- sur les produits de la corrosion.

Figure I. 8. Produits de corrosion du fer dans un milieu selon le rapport Cl-/OH- [21] (G : goethite (α-FeOOH) ; L : lépidocrocite (γ-FeOOH) ; A : akaganéite (β-FeOOH) ;

M : magnétite (Fe3O4))


19

Gouda [22], qui a étudié la corrosion des aciers immergés dans une solution alcaline, a

constaté l’existence d’une relation linéaire entre le pH et la concentration des chlorures :

pH = 0.83 log CCl- + K (20)

Où : CCl- est la concentration critique de Cl-, et K est une constante.

La difficulté de mesurer la teneur en ions OH- dans le béton au contact de l’acier, a conduit à

utiliser un autre type d’indication, à savoir le pourcentage en ions chlore par rapport au poids

de ciment ou de béton. Des essais de laboratoire [23] suggèrent que la propagation de la

corrosion s'amorce pour une concentration en ions chlore de l'ordre de 0,5% en poids de

ciment (Figure I. 9).

Figure I. 9. Influence du pourcentage de chlorures introduits dans le béton [E/C = 0.60] sur le courant de corrosion - après 100 jours (courbe 1) - après 1 an (courbe2) [23].

D’après Broomfield [24], le seuil critique correspond plus exactement au moment où le

rapport Cl-/OH- devient supérieur à une valeur comprise entre 0,6 et 1,0. Ce seuil est atteint

lorsque la concentration en chlorures solubles est approximativement de 0,2 à 0,4% par

rapport à la masse de ciment.

Les valeurs critiques en Cl- libre dans la solution interstitielle, par rapport au poids de ciment

ou de béton, varient d’un code à l’autre :

- pour l’ACI 381, les valeurs critiques sont de 0.06% pour le béton précontraint et de

0.15% pour le béton armé exposé au chlorures, par rapport au poids de ciment ;

- l’ASTM C 114 donne les valeurs suivantes : 0.2% et 0.8% respectivement, pour le

béton précontraint et normal, par rapport au poids de ciment ;

- le British code CP110 accepte une limite de chlorures totaux par rapport au poids de

ciment, de 0.35% dans 95% des tests et à partir de 0.50% dans 100% des tests ;


20

- pour l’ACI546.IR-80, la limite est de 0.032 % par rapport à la masse de béton soit

environ 0.2% par rapport à la masse de ciment (en supposant un dosage de 350 kg de

ciment par m3 de béton) ;

- pour le Canada Building Digest (CBD 225), la valeur critique est de 0.033% par

rapport à la masse de béton ;

- pour l’U.K. Building Research Establishment, si la teneur en chlorures est inférieure à

0.4% de la masse de ciment, le risque de corrosion est faible, si elle est comprise entre

0.4% et 1.0 le risque est modéré, si elle est supérieure à 1.0% le risque de corrosion est

élevé ;

- l’ACNOR A23.1 (section 15) impose des limites sur la teneur en ions chlorures

solubles avant la première exposition. Elles sont exprimées en fonction de la teneur

massique en pourcentage de la masse du ciment :

- béton précontraint : 0.06 %,

- béton armé exposé à un environnement humide ou à des chlorures : 0.15%,

- béton armé exposé ni à un environnement humide ni à des chlorures : 1.0%.

Dans une note de la section 15.4, la norme ACNOR A23.1 signale qu'il est préférable

que le ciment ait une teneur en C3A minimale de 4% lorsque le béton armé est en

contact avec des chlorures (mais ce n'est qu'une recommandation) ;

- pour l’EN 206-1, les seuils sont de 0.2% et 0.4% par rapport au poids de ciment,

respectivement pour le béton précontraint et le béton armé.

Ces différences importantes sont certainement dues à l’existence de nombreux autres

paramètres comme l’humidité, la température, la formulation du béton, la teneur en C3A du

ciment, les additions minérales, les cations associés aux ions chlore, etc.

De plus, on ne peut pas établir une seule concentration maximale en chlorure puisque cette

concentration critique dépend du pH (une faible modification du pH produit une grande

variation de la concentration en OH- et par conséquent de la concentration critique en

chlorures).

Ainsi, dans le béton carbonaté (pH faible, environ 9) même une faible concentration en

chlorures peut initier la corrosion. Selon Pourbaix, dans le béton carbonaté l’acier se corrode

en l’absence de chlorures et c’est le pH qui contrôle l’amorçage de corrosion. Dans les bétons

non saturés, la corrosion ne se produit pas nécessairement même si la concentration en

chlorures est très élevée lorsqu’il n'y a pas assez d'eau pour amorcer la corrosion. De même,


21

dans les bétons totalement saturés la corrosion ne se produit pas nécessairement, même si la

concentration en Cl- est élevée, puisqu'il peut y avoir un manque d'oxygène pour entretenir le

processus de corrosion.

Le Tableau I. 1 résume les seuils de chlorures nécessaires pour l’amorçage de corrosion des

armatures en acier.

Tableau I. 1. Niveaux critiques en chlorures nécessaires à l’initiation de la corrosion de l'acier dans le béton. [25]


22

c . Rôle de la carbonatation

La stabilité du film passif est étroitement liée à la valeur du pH au voisinage de l'acier. Ce

film passif disparaît lorsque le pH devient inférieur à environ 9.5. Tous les mécanismes qui

provoquent une diminution du pH dans le béton peuvent donc contribuer à amorcer ou

accélérer la corrosion des aciers d'armature. Dans la grande majorité des cas, c'est la

carbonatation qui est responsable de la baisse du pH dans le béton.

Cette carbonatation est engendrée, en présence d’humidité, par une réaction entre le CO2 de

l'air et certains constituants du béton. Le dioxyde de carbone gazeux (CO2) présent dans l'air

peut être dissous et réagir avec la solution interstitielle basique du béton. L'attaque commence

à la surface et le CO2 pénètre par diffusion dans la phase liquide. Un des produits de la

carbonatation est la calcite CaCO3.

En présence de bases alcalines (NaOH, KOH) la solubilité de la chaux est relativement faible

et la réaction est ralentie. Cependant les bases alcalines peuvent se carbonater elles aussi :

CO2 + 2 KOH (NaOH) → K2CO3 (Na2CO3) + H2O (21)

La carbonatation des bases alcalines augmente la solubilité de la chaux qui peut alors se

carbonater en plus grande quantité.

K2CO3 (Na2CO3) + Ca(OH)2 → CaCO3 + 2 KOH (NaOH) (22)

La carbonatation du béton est un phénomène progressif qui, avec le temps, atteint des couches

de plus en plus profondes. En atmosphère contrôlée, l’épaisseur de la couche carbonatée

augmente proportionnellement à la racine carrée du temps (solution numérique de la

deuxième loi de Fick) :

x=At1/2 (23)

On peut mesurer la profondeur de carbonatation par un essai de coloration à la

phénophtaléine, comme montré sur la Figure I. 10.

Figure I. 10. Gradient de pH en fonction de la profondeur carbonatée [23].


23

En fait, la vitesse de carbonatation est fonction de nombreux paramètres dont les plus

importants sont le taux d'humidité relative du milieu ambiant et la perméabilité du béton

d’enrobage. Cette vitesse de carbonatation est maximale pour une humidité comprise entre

40% et 80% (60% semble être la valeur la plus critique) [26]. Dans les environnements secs,

la quantité d'eau est insuffisante pour dissoudre le CO2, et dans les environnements très

humides, le béton est saturé, ce qui ralentit considérablement la diffusion du CO2. Dans ces

deux situations, la carbonatation reste très faible.

Les caractérisations du béton d’enrobage ont aussi une influence. On peut ralentir la

progression de la carbonatation en :

- augmentant le dosage en ciment ;

- diminuant le rapport E/C (Figure I. 11) ;

- augmentant le temps de cure ;

- augmentant la résistance à la compression.

Figure I. 11. Evolution de la profondeur de carbonatation en fonction du temps et du rapport E/C (20 °C - 50% HR). [23]

Les fortes teneurs en cendres volantes (> 30%) et en laitiers (> 50%) peuvent accélérer

significativement la vitesse de carbonatation du béton. Dans ce cas, une cure humide

prolongée est de rigueur.

La dépassivation des armatures peut se produire plus facilement si le béton est macro fissuré

car le processus de carbonatation se déroulant tout au long des fissures pénètre plus

profondément sous la surface. Il est important d'éviter la macro-fissuration du béton ainsi que

la présence de vides importants qui peuvent permettre que l'acier soit atteint plus facilement

par des zones carbonatées (Figure I. 12).


24

Figure I. 12. Dépassivation des aciers d'armature suite à la carbonatation du béton [26] a), b), c) : dépassivation provoquée par une fissure

d) : dépassivation provoquée par un vide de ségrégation.

d . Autres facteurs affectant la corrosion des aciers dans le béton

Les ions chlorure et le dioxyde de carbone sont tenus pour responsables de la plupart des cas

de corrosion des ouvrages en béton armé. Cependant, d’autres facteurs tels que la

température, l’humidité, la présence de l’oxygène… peuvent jouer un rôle important dans la

corrosion d’acier dans le béton.

Ces facteurs peuvent être classifiés dans deux catégories principales :

- les facteurs externes ;

- les facteurs internes.

Les facteurs externes

La disponibilité de l'oxygène et de l'humidité au niveau de l’armature

La présence d’humidité et d’oxygène est indispensable à la corrosion. L'humidité remplit la

condition électrolytique de la cellule de corrosion, et l'humidité et l'oxygène participent

ensemble à la formation d’ions OH- produisant le premier composant de la rouille, c'est-à-dire

Fe(OH)2. Lorsque les pores du béton sont saturés d’humidité, le passage des courants de

corrosion sera facile mais l’accessibilité de l’oxygène sera limitée : dans ce cas la vitesse de la

corrosion ne sera pas élevée. Il en est de même si les pores ne contiennent pas beaucoup

d’humidité, car c’est alors le passage des courants de corrosion qui devient difficile. Une

vitesse de corrosion élevée correspond à un béton présentant une haute teneur en humidité

mais sans arriver à la saturation.


25

L'oxygène affecte également l’évolution des réactions cathodiques. En l'absence d'oxygène,

même dans une situation de dépassivation, la corrosion ne progressera pas en raison de

polarisation cathodique. Ainsi, la corrosion des aciers d'armature ne constitue généralement

pas un problème majeur dans le cas des structures ou des parties de structures constamment

immergées puisque l'oxygène ne parvient que très difficilement à atteindre les armatures.

L’humidité relative (HR) et la température

Comme indiqué précédemment, l'humidité relative HR a un rôle important dans la

carbonatation du béton. Pour une HR supérieure à 70% l'augmentation de l'humidité relative

environnementale diminue, voire stoppe, la carbonatation du béton. Basé sur leur calcul,

Cahyadi et Uomoto [27] ont constaté que si HR est de 30-50%, la diminution de HR

environnemental ne cause pas une diminution de la carbonatation du béton particulièrement

dans la concentration normale du CO2 même après une longue période d'exposition. Les

vitesses de corrosion les plus élevées sont généralement observées lorsque le taux d'humidité

relative est de 60-70%.

L’élévation de la température peut donner deux effets : (i) les taux des réactions

électrochimiques augmentent, et (ii) la solubilité de l'oxygène diminue provoquant une

réduction du taux de la corrosion [28]. Si la situation est favorable pour que la corrosion ait

lieu, le taux de corrosion augmente avec l’augmentation de l’humidité et de la température

[29]. L’augmentation de la température de 20 à 70 C° conduit à une réduction du seuil de

chlorures nécessaires pour amorcer la corrosion [29]. Zivica et al [30] ont montré que

l’augmentation de la température favorise l’augmentation de la solubilité de CaCl2, et limite la

réaction cathodique (diminution de la concentration en oxygène dans la solution interstitielle

du béton, et augmentation de la résistivité du béton). La diminution de la température peut

occasionner des condensations d’humidité dans certaines zones des pores du béton et

provoquer des différences d’humidité locales.

L’entrée des polluants gazeux acides au niveau d’armature

L'effet du CO2 et d'autres gaz acides (SO2, NO2, …), est dû à leur tendance à réduire le pH du

béton. La chute du pH à certains niveaux peut causer le commencement de la corrosion

d'armature en dépassivant la surface d’acier [31], comme indiqué dans le Tableau I. 2.


26

Tableau I. 2. Etat de corrosion d’armature selon le pH du béton. [31]

pH du béton Etat de corrosion d’armature

< 9.5 Commencement de corrosion

8.0 Disparition du film passif sur la surface d’acier

< 7 Corrosion rapide d’armature

L’action bactérienne

L'action bactérienne sera efficace de trois manières :

- les bactéries diminuent la quantité de béton d’enrobage par la désintégration des

matériaux de ciment [32] ;

- les bactéries anaérobies produisent les sulfures de fer en condition de déficit de

l'oxygène, et permettent de procéder à la réaction de corrosion même en l'absence

d'oxygène [31] ;

- les bactéries aérobies peuvent également faciliter la formation des cellules

différentielles d'aération qui peuvent mener à la corrosion.

Les facteurs internes

En général, tout ce qui modifie la solution interstitielle et la porosité du béton est un facteur

pouvant affecter la corrosion de l’acier : la composition du ciment, les additions, le rapport

E/C, la teneur en ciment, le volume de granulats, la composition chimique des renforcements,

etc. L’augmentation de la compacité du béton ou la réduction de sa perméabilité ont,

généralement, des effets favorables sur la résistance à la corrosion.

La composition du ciment

Le ciment dans le béton permet la protection de l'acier de renforcement contre la corrosion

selon les manières suivantes :

- en maintenant le pH entre 12.5 et 13 grâce à la présence du Ca(OH)2 et d'autres

composés alcalins de la pâte de ciment hydratée ;

- en liant une quantité significative de chlorures en raison de réactions chimiques avec

les aluminates.

Les additions et les adjuvants

L’addition de chlorure de calcium au béton pour accélérer l'hydratation du ciment peut-être la

raison la plus significative de la présence de chlorures dans le béton.


27

Les cendres volantes et la fumée de silice ont généralement une influence bénéfique

puisqu'elles produisent une très nette diminution de la perméabilité, du coefficient de

diffusion et de la conductivité du béton. Mais leur teneur ne doit pas conduire à une

diminution trop forte du pH de solution interstitielle. Néanmoins, d’après la littérature,

l'augmentation de la compacité provoquée par les ajouts minéraux (utilisés en quantité

suffisante) semble annuler largement les effets néfastes de la diminution du pH interne et de la

moins grande quantité de C3A qui découlent de leur utilisation.

Le rapport E/C

Ce rapport est connu principalement pour contrôler la résistance mécanique, la durabilité, et

l’imperméabilité du béton, et donc en conséquence le taux de corrosion d’armatures. La

profondeur de pénétration des chlorures et la profondeur de carbonatation augmentent avec

l’augmentation du rapport E/C [33, 34]. Le coefficient de diffusion de l'oxygène pourrait

également augmenter avec une augmentation du rapport E/C [35].

II.4 CORROSION DES OUVRAGES EN BETON PRECONTRAINT

Dans les structures en béton précontraint, les aciers de précontrainte sont utilisés pour

augmenter la capacité de chargement, améliorer le contrôle de la fissuration et diminuer le

poids de la structure. Il existe deux techniques de béton précontraint : par prétension et par

post-tension :

- la précontrainte par prétension, consiste à tendre préalablement les armatures en acier

(torons) à très haute limite d’élasticité entre deux points fixes (culées), avant le

coulage du béton, puis à relâcher la tension au droit des culées après durcissement du

béton. Les éléments en béton précontraint sont normalement produits dans un

environnement contrôlé (préfabrication). En conséquence, un béton de haute qualité

peut être réalisé. Les sections standards ayant été développées sont : section I, section

en caisson, section T, Section T modifié, et, enfin, des tabliers à plate-forme ont été

produits ;

- pour la précontrainte par post-tension, les aciers sont tendus après le durcissement du

béton. Les forces de précontrainte sont alors généralement créées par des câbles

circulant librement dans la structure, mis en tension à partir de leurs extrémités par des

vérins prenant appui sur la structure elle-même. Cette technique est plutôt appliquée à

des structures coulées en place.


28

Les principales formes de corrosion de béton précontraint sont la corrosion uniforme, la

corrosion par piqûres et la corrosion sous contrainte [36] :

- dans la corrosion uniforme, la surface de l'acier est uniformément affectée. Cette

condition se produit généralement quand l'acier est laissé non protégé et exposé à

l'environnement ;

- la corrosion par piqûre est une cellule de corrosion galvanique localisée dans les points

faibles ou les points de rupture de film passif. La corrosion par piqûres réduit la

section d’armature et augmente la grandeur de la tension appliquée. Cela pourrait

conduire à une rupture fragile des aciers (torons ou barres) qui peut arriver jusqu’à la

rupture finale des éléments de béton précontraint. Les deux facteurs principaux

contribuant à la corrosion par piqûres dans le béton sont la présence des ions chlore et

également la carbonatation du béton. Cette forme de corrosion pourrait être aussi la

source d’hydrogène atomique qui contribue à la fragilisation par hydrogène des aciers

à haute résistance ;

- la corrosion sous contrainte est un type de corrosion fortement localisé, qui conduit à

fissurer les fils d’acier lors de niveaux élevés de tension appliquée. Les ruptures des

aciers de précontrainte, en règle générale, peuvent être le résultat de la corrosion sous

tension induite par l’hydrogène (H-CSC) [37]. Il peut se produire pendant la

construction ou pendant l’utilisation. Les conditions suivantes sont nécessaires pour

que la H-CSC se produise :

- un acier sensible ;

- une charge suffisante de tension ;

- au moins une légère attaque de corrosion.

Pendant ce type de corrosion, les atomes d’hydrogène libres sont absorbés par l'acier. Dans le

cas d’acier à haute résistance, l'hydrogène sous l'effet des contraintes mécaniques peut créer

des « pré-fissures » dans les zones critiques. Ces fissures se développent et ont comme

conséquence la rupture du matériau. Les conditions spéciales doivent exister pour activer la

formation des atomes d’hydrogène adsorbables. En effet, l'hydrogène nocif peut apparaître

seulement :

- si la surface d’acier est dans l'état actif ou dépassivé ;

- si la réaction cathodique de la corrosion décharge de l'hydrogène ;

- si l’hydrogène atomique adsorbable n'est pas changé en état moléculaire.


29

Du point de vue pratique on peut indiquer que le dommage par l'hydrogène induit est

seulement possible dans des milieux acides ou en présence de promoteurs tels que des

sulfures, des sulfocyanates et des composés d'arsenic ou de sélénium.

Le système protecteur de base pour les aciers dans le béton précontraint est le béton lui-

même. Cependant, en cas de précontrainte par post-tension, le conduit et le coulis sont

également considérés comme des couches protectrices. Des aciers (barres ou torons) protégés

par coating ont aussi été utilisés pour éviter la corrosion.

Pour que le béton puisse remplir correctement sa fonction protectrice, il doit être de bonne

qualité. Ceci signifie la diminution de la perméabilité, la diminution du rapport E/C, la

couverture suffisante, la limitation des chlorures dans le mélange, et l'utilisation possible des

inhibiteurs de corrosion.

Le conduit de post-tension devrait également être résistant à la corrosion. Des conduits

galvanisés et des conduits de polyéthylène sont généralement utilisés; des conduits enduits

d'époxy sont également disponibles. Les fonctions du coulis dans la post-tension sont de

fournir un environnement alcalin pour l'acier, et de transférer les contraintes. Les

caractéristiques souhaitables de coulis incluent la basse perméabilité, le retrait minimum, et

aucune ségrégation. Des problèmes de coulis et d’injection, à un certain nombre d'occasions,

ont mené à la corrosion grave de l'acier de précontrainte.

II.5 CORROSION DANS LES ENVIRONNEMENTS MARINS

Dans cet environnement, les structures peuvent être divisées en deux catégories selon leur

exposition à l’eau de la mer : directe ou indirecte. La catégorie directe d'exposition inclut les

structures qui partiellement ou entièrement sont submergées, et la catégorie indirecte inclut les

structures qui n'entrent pas en contact direct avec l'eau de mer.

Bien que les résultats du procédé de corrosion soient semblables pour toutes les structures en

béton armé, le processus par lequel la corrosion se produit, le taux de corrosion et la méthode

appropriée de réparation peuvent être très différents.

On distingue différentes zones sur les structures en béton dans les environnements marins

concernant la corrosion :

- la zone submergée (toujours au-dessous de l'eau de mer) ;

- la zone d’éclaboussure et de marée, dite aussi zone de « marnage » (exposée aux

cycles humidité/ séchage) ;


30

- la zone atmosphérique (bien au-dessus de la hauteur de la marée et rarement

mouillée).

Les structures en béton armé, qui sont submergées partiellement (zone de marée « Tidal

Zone » et zone de splash « Splash Zone »), sont particulièrement enclines à renforcer la

corrosion due à une variété de raisons. Celles-ci incluent les niveaux élevés de concentration

en chlorure de l'eau de mer, les cycles humidité / séchage, le fort niveau d'humidité et la

disponibilité de l'oxygène.

La Figure I. 13 fournit un schéma de ces différentes zones sur une pile en béton dans un

environnement marin. Chacune de ces zones présente des caractéristiques de corrosion

différentes :

- le taux de corrosion au-dessous du niveau d'eau est limité en raison de la basse

disponibilité de l'oxygène ;

- les faibles concentrations en chlorure et en humidité limitent le taux de corrosion dans

la zone atmosphérique ;

- le taux de corrosion le plus important se situe dans la zone d'éclaboussure et de marée

où le mouillage et le séchage sont alternatifs, dans ce cas les teneurs en chlorure et en

oxygène sont très élevées. La haute teneur en humidité dans cette zone contribue

également à la conductivité électrique élevée du béton. Le couplage électrochimique

de cette zone avec les autres zones de la structure permettra le développement de

l'activité de corrosion de macrocellule.

Figure I. 13. Zones de corrosion sur une pile en béton dans un environnement marin [38]


31

II.6 STRATEGIES D ’ INVESTIGATION D ’UNE STRUCTURE EN BETON ARME CORRODE

Une observation visuelle d'une structure fournit des informations valables si la corrosion

d’armature était vraiment la cause de la dégradation. Cet aperçu se compose d'une recherche

soigneuse sur la structure pour n'importe quel signe de la dégradation. Si l'inspection visuelle

de la structure suggère que la cause de la dégradation est la corrosion d’armature seulement,

l'étape suivante est de faire un examen soigneux de la structure et d’effectuer les essais

détaillés qui identifieront clairement la cause et l'ampleur de la dégradation, afin de prévoir la

durée de vie restante de la structure.

Un organigramme largement admis pour l’investigation d’une structure en béton armé

corrodée, suggérée par Pullar-Strecker [39], est reproduit dans la Figure I. 14.

Figure I. 14. Organigramme pour l’investigation d’une structure en béton armé corrodé [39]


32

III. TECHNIQUES DE MAINTENANCE

III.1 INTRODUCTION

On peut considérer que plus de 80% des dégradations du béton armé sont provoquées par la

corrosion des armatures, elle-même générée par la carbonatation du béton et/ou la

contamination par des ions chlorures [11].

Une grande partie des travaux du génie civil qui s’effectuent actuellement dans le monde,

surtout en Amérique du nord, en Europe et au Japon, sont des travaux de maintenance et de

réparation, car la majorité des ouvrages en béton armé ou précontraint dans le monde entier

ont plus d’une trentaine d’années [40]. On estime que 10 à 20% des ouvrages dans le monde

seraient détruits chaque année par la corrosion s’il n’y avait pas de travaux de maintenance et

de réparations [41]. C’est pourquoi le développement des techniques de maintenance et de

réparation devient une nécessité absolue pour éviter les dégâts de corrosion et réduire les

pertes économiques.

La minimisation de la perméabilité de béton (E/C faible, addition de fumée de silice, de

cendres volantes) peut retarder le commencement de la corrosion de l’acier mais elle n’est pas

suffisante pour éviter la corrosion d’armature en environnement agressif.

Les méthodes de réparation classique du béton risquent très souvent de ne traiter que les

symptômes et non la cause du dommage subi. L’élimination seulement du béton endommagé

et son ragréage à neuf ne résolvent jamais le problème de contamination par les chlorures ou

de la diminution du pH à cause de la carbonatation du béton. En fait, les réparations par

ragréages localisés entraînent souvent la formation d’une nouvelle cellule de corrosion dans

les zones voisines non réparées. Par conséquence, ces interventions sont susceptibles de

favoriser la corrosion. L’application d’un enduit imperméable peut conduire à atténuer ce

risque du fait qu’elle réduit l’eau contenue dans les pores du béton.

A l’heure actuelle, plusieurs méthodes électrochimiques de protection contre la corrosion

d’ouvrages en béton armé sont proposées. Toutefois, chacune de ces techniques présente des

avantages et des inconvénients. Cependant, grâce à une bonne connaissance du mécanisme de

la corrosion et des expériences pratiques, les spécialistes en corrosion et en génie civil ont pu

trouver des techniques de maintenance non destructives et applicables sur les structures en

béton armé.


33

Ces techniques sont basées soit sur des processus chimiques (l’annulation d’une des réactions

cathodiques ou anodiques), soit sur des processus électrochimiques (l’application de courant

électrique inversé de courants de corrosion).

On peut donc classifier ces techniques de maintenance et de préparation sous deux titres

principaux : techniques non électrochimiques et techniques électrochimiques.

III.2 TECHNIQUES NON ELECTROCHIMIQUES

III.2.1 Réparation traditionnelle

La méthode classique consiste à enlever le béton éclaté ainsi que tout le béton contaminé et

non protecteur. Les armatures dans cette zone doivent être totalement dégagées, nettoyées de

toute trace de corrosion, puis la surface est reconstituée au moyen de mortiers spéciaux à

retrait compensé. Si on se contente de réparer les zones dégradées sans enlever tout le béton

contaminé, le risque est grand de voir le processus de corrosion s’accélérer autour des

réparations, dont la tenue sera fortement réduite. Cette méthode est bien sûr chère et lourde

pour l’ouvrage.

III.2.2 Revêtements de l’acier

Des nombreux travaux ont été effectués en utilisant des revêtements sur l’acier. Cette

méthode a été beaucoup développée, de l’utilisation de peintures non métalliques jusqu’à

l’application de recouvrement galvanique sur les aciers.

Les peintures jouent un rôle de barrière physique qui protège la surface métallique en

empêchant le contact direct de cette surface avec les espèces agressives et les autres

composants favorisant le commencement de corrosion. Cette méthode a l’inconvénient de

n’être pas sûre, car un petit défaut dans l’application de recouvrement provoquera un grand

risque de corrosion de l’acier [40 - 43]. De nombreux ouvrages protégés par l’application de

revêtements de peinture montrent l’inefficacité de cette méthode pour éviter la corrosion

d’acier car des nombreuses armatures recouvertes souffrent des effets de la corrosion.

On peut éviter les effets défavorables de cette technique en utilisant des recouvrements

métallique « galvanique », à base de zinc, qui protègent l’acier même en présence de défauts

d’application. Le zinc qui est un métal mois noble que l’acier, c'est-à-dire plus anodique que

l’acier, se corrodera au profit de l’acier. La galvanisation à chaud permet de déposer une

couche de zinc à la surface des barres. Au contact de la solution interstitielle, il se forme un


34

composé insoluble d'hydroxyzincate de calcium qui protège bien contre la carbonatation et

l'action des ions chlore. Dans une même structure ou partie de structure, il faut éviter d'utiliser

en même temps des barres galvanisées et non galvanisées (ou boulons, ancrages, etc.).

En général, cette technique de protection est efficace pour éviter la corrosion de l’acier. Les

aciers protégés par un dépôt surfacique de zinc supportent la présence d’une quantité plus

élevée d’ions chlore. La diminution du pH de la solution interstitielle jusqu’à 9.5 ou 9, liée à

la carbonatation du béton, ne réduit pas l’efficacité de cette technique parce que le zinc reste

passif pour ces valeurs de pH.

Les inconvénients de cette technique peuvent être résumés par les points suivants :

premièrement, l’efficacité de cette technique dépend de la composition chimique de l’acier et

de la valeur du pH de solution interstitielle. Ainsi, dans certains cas, les couches d’alliage

Zn-Fe se forment mais la couche de zinc pur n’est pas continue à la surface de l’alliage, ce qui

provoque une diminution de résistance contre la corrosion (on peut avoir cet inconvénient

pour l’acier ayant une teneur élevée en silicium). Deuxièmement, le dégagement d’hydrogène

à la surface de l’armature lors de la réaction entre le zinc superficiel et la solution interstitielle

du béton frais provoque une diminution de l’adhérence entre l’armature galvanisée et le béton,

mais les conditions d’utilisation restent toutefois respectées.

III.2.3 Revêtements en surface du béton

Dans ce cas, les revêtements agissent comme une barrière physique entre l’environnement

extérieur et l’acier pour empêcher la pénétration des agents agressifs (Cl-, CO2, O2) et aussi

l’humidité dans le béton. Les revêtements hydrofuges, qui sont des produits à base de silicone,

sont les plus utilisés. Ils sont généralement appliqués sur la surface du béton comme une

peinture pour réaliser deux fonctions : éviter la pénétration de l’eau, mais aussi laisser

« respirer » le béton.

III.2.4 Inhibiteurs de corrosion

Un inhibiteur de corrosion est une substance qui, ajoutée en petite concentration à un

environnement, provoque une diminution significative de la vitesse de corrosion d’un métal

situé dans cet environnement [42].

Dans le but de diminuer la corrosion des armatures dans les ouvrages en béton armé, les

inhibiteurs sont utilisés depuis une dizaine d’années [44]. Il existe deux types d’inhibiteurs :


35

les inhibiteurs que l’on ajoute au béton frais pendant le malaxage et les inhibiteurs appliqués

sur le béton durci (organiques de type amino-alcool et minéral de type fluorophosphate).

Les inhibiteurs peuvent aussi être classés en trois catégories selon la réaction sur laquelle ils

interviennent : anodique, cathodique et mixte [45]. Un inhibiteur de corrosion peut agir de

différentes manières :

- en interagissant sur la pénétration des ions agressifs, soit en diminuant leur vitesse de

pénétration, soit en les piégeant physiquement ou chimiquement ;

- en diminuant la vitesse de pénétration de l’oxygène nécessaire pour la réaction

cathodique ;

- en augmentant la résistivité électrique du béton ;

- en interagissant sur la composition chimique de l’électrolyte ;

- en formant une couche protectrice en surface de l’acier.

Une étude sur l’efficacité relative de divers inhibiteurs a été réalisée dans le cadre du

« Strategic Highway Research Program » [46]. Les premières molécules étudiées comme

inhibiteurs ajoutés au béton frais sont les chromates, les phosphates, les hypophosphates, les

nitrites et les fluorures. Le nitrite de sodium et le nitrite de calcium ont été beaucoup étudiés

[47]. L’utilisation de nitrite de sodium a provoqué une diminution de la résistance à la

compression et de possibles alcali-réaction à cause du cation sodium, laissant la place au

nitrite de calcium qui ne modifie pas les propriétés mécaniques du béton et qui est compatible

avec les fumées de silice [48].

III.2.5 Epoxy-coatings (peinture Epoxy)

L’époxy coating est une des techniques pour protéger les barres d’armature dans le béton

contre la corrosion. L’efficacité de l’« époxy coating » comme méthode de prévention de

corrosion a été étudiée pour la première fois aux Etats Unis et au Japon [45, 49 - 52]. Plus

tard, cette méthode a été appliquée également au Canada, au Proche orient et en Europe. Les

barres d’époxy coating ont été fréquemment utilisées aux Etats-Unis depuis le milieu des

années 70. L'application principale de cette technique est dans les tabliers des ponts routiers

exposés aux sels de dégivrage, mais elle a été également employée dans les autres ouvrages

en béton comme les garages, les sous-structures des ponts marins et les structures "offshore".

La consommation des armatures d’ «époxy coating » aux Etats-Unis a augmenté

graduellement jusqu'à environ 250000 tonnes annuelles en 1990. En Europe l'application de

cette méthode ne dépasse pas les projets simples.


36

Les recommandations des aciers d’époxy coating existent aux Etats Unis, Allemagne, Grande

Bretagne et Norvège [49, 50]. Cependant, s’il y a des défauts sur le recouvrement par lequel

les agents agressifs peuvent pénétrer, la corrosion se concentrera sur ces zones. Le film de

poudre d’époxy doit être sans pores, fissures et zones endommagées. Ainsi, plusieurs

problèmes rencontrés sur des ouvrages construits avec ce type d’armatures conduisent à une

forte diminution de leur utilisation.

III.3 TECHNIQUES ELECTROCHIMIQUES DE MAINTENANCE ET REPARATION

Comme la corrosion des aciers dans le béton est un processus électrochimique, la meilleure

façon d’empêcher et d’arrêter la corrosion est l’application de techniques électrochimiques.

Trois méthodes électrochimiques sont utilisées pour contrôler la corrosion de l’armature dans

le béton : la protection cathodique (qui contrôle le courant électrochimique de corrosion), la

réalcalinisation et la déchloruration (qui modifient l’environnement autour de l’armature),

toutes basées sur l’application de courant électrique entre une anode placée sur la surface du

béton et l’acier à protéger (cathode).

III.3.1 Protection cathodique

a . Généralités

Le développement le plus rapide des systèmes de protection cathodique a été effectué aux

Etats-Unis d'Amérique afin de répondre aux exigences de l'industrie du pétrole et du gaz

naturel. L’objectif était de bénéficier des avantages liés à l'utilisation de tuyaux en acier à

parois minces pour la transmission souterraine. Dans ce but, la méthode était bien établie aux

Etats-Unis dès 1945.

Au Royaume Uni, où des tuyaux basse-pression ont été intensivement utilisés, la protection

cathodique a été très peu appliquée jusqu'au début des années 50. L'utilisation croissante de la

protection cathodique a résulté du succès de la méthode employée à compter de 1952 pour

protéger environ 1000 miles de réseau de carburant-ligne qui avaient été endommagés entre

1940 et 1944. La méthode est maintenant bien établie.

La protection cathodique permet de protéger un métal contre la corrosion. Le principe de base

est de porter le potentiel d'un métal à un niveau dit de passivation. Pour modifier le potentiel

du métal à protéger cathodiquement, on utilise une anode installée dans le même électrolyte.

Les anodes peuvent être soit des anodes ayant un potentiel plus électronégatif que le métal à


37

protéger (anode sacrificielle), soit des anodes couplées à un générateur de tension continue

imposant une différence de potentiel entre les deux métaux (méthode à courant imposé).

La protection cathodique peut, en principe, être appliquée à n'importe quelle structure

métallique en contact avec un électrolyte. Dans la pratique son utilisation principale est de

protéger les structures métalliques enterrées dans le sol ou immergées dans l’eau. Elle ne peut

pas être employée pour empêcher la corrosion atmosphérique. La protection cathodique a été

également appliquée avec succès à l'acier dans le béton.

b . Principes de la protection cathodique

Le métal qui a été extrait à partir de son minerai primaire (des oxydes de métal ou d'autres

radicaux libres) a une tendance normale à retourner à cet état sous l'action de l'oxygène et de

l'eau. Cette action s'appelle la corrosion et l'exemple le plus commun est la rouille de l'acier.

Comme on l’a vu, la corrosion est un processus électrochimique qui implique le passage des

courants électriques sur une échelle micro ou macro. L'anode et la cathode dans un processus

de corrosion peuvent être sur deux métaux différents reliés ensemble en formant un couple

bimétallique, ou, comme avec la rouille de l'acier, elles peuvent être ensembles sur la même

surface du métal.

Le principe de la protection cathodique est de relier une anode externe au métal à protéger et

de faire passer un courant électrique continu de manière que tous les secteurs de la surface en

métal deviennent cathodiques et donc ne se corrodent pas. L'anode externe peut être une

anode galvanique, où le courant est un résultat de la différence de potentiel entre les deux

métaux, ou une anode inerte, avec un système de courant imposé utilisant une alimentation de

courant continu.

En terme électrochimique, la corrosion de l’acier suppose la formation de zones anodiques et

cathodiques à partir desquelles des courants de corrosion sont générés. Ces principes peuvent

être exprimés d'une façon plus quantitative en traçant le potentiel du métal en fonction du

logarithme des taux de réactions anodiques et cathodiques exprimées comme des densités de

courant.

Des courbes anodiques et cathodiques typiques sont illustrées dans la Figure I. 15.

Le courant de corrosion, I corr, et le potentiel de corrosion, Ecorr, correspondent au point

d’intersection entre la courbe anodique et la courbe cathodique, c'est-à-dire au moment où les

taux de réactions anodiques et cathodiques sont égaux. Si des électrons sont « pompés » dans


38

le métal pour le rendre plus négatif la dissolution anodique du fer diminuera à un taux non

négligeable à un potentiel E1, tandis que le taux du courant cathodique est monté jusqu'à I 1.

Par conséquent, un courant I 1 doit être fourni à partir d'une source extérieure pour maintenir le

potentiel à E1 où le taux de dissolution du fer est à une valeur basse. Si le potentiel est réduit à

E2, le courant exigé de la source extérieure montera jusqu’au niveau I 2. Dans ce cas, on dit

que le métal protégé est en sur-protection.

Figure I. 15. Courbes de réaction anodique et cathodique [53]

Dans le cas de corrosion atmosphérique ou dans les solutions alcalines, le processus de

corrosion est celui de la réduction de l’oxygène. La cinétique de ce processus cathodique est

contrôlée par le taux de diffusion de l’oxygène à la surface du métal, qui est plus lent que le

taux de consommation de l'oxygène par la réaction cathodique. Ainsi, le taux de cette réaction

n'augmente pas même si le potentiel du métal est rendu plus négatif, il reste constant à moins

que le taux d'approvisionnement en oxygène sur la surface du métal soit augmenté.

La Figure I. 16 montre l'influence de changement de diffusion d’oxygène sur les paramètres

de protection cathodiques. Un courant initial I 1 est exigé pour maintenir le métal au potentiel

de protection E1.

Figure I. 16. Influence de changement de diffusion d’oxygène sur les paramètres de protection cathodique [53].


39

Cependant, si le taux de diffusion augmente, le courant nécessaire pour la réduction de

l'oxygène augmente (ligne pointillée) et le courant exigé pour maintenir le métal au potentiel

de protection augmente de ∆I . Ainsi, la densité de courant exigée pour maintenir la valeur

correcte de potentiel de protection changera avec les conditions de service. Clairement, la

densité de courant cathodique n'est pas un bon guide pour savoir si une structure est

cathodiquement protégée.

Si la structure était au-dessus de la protection et le potentiel a été réduit à des valeurs où la

réduction de l'eau (la réaction 3) peut avoir lieu (en diminuant le potentiel de E1 à E2), le

courant exigé de la source extérieure augmentera de I 1 à I2 en raison de l’augmentation du

taux de réduction d’eau.

D’un point de vue thermodynamique, la protection cathodique est basée sur l’existence d’un

potentiel thermodynamique et d’un zone dite « d’immunité » visible sur le diagramme de

stabilité thermique de Pourbaix (Figure I. 5). Le principe de cette technique est donc de

diminuer le potentiel thermodynamique de l’acier jusqu’à ce qu’il prenne une valeur placée

dans la zone d’immunité en faisant passer un courant électrique entre une anode et l’armature.

L’intensité de ce courant est fonction de la surface d’acier à protéger et est généralement de

l’ordre de 1 à 20 mA/m2 d’acier à protéger.

c . Application de protection cathodique

La protection cathodique, qui est une technique de protection permanente, peut être réalisée

de deux manières:

- par l'utilisation d’anodes galvaniques (sacrificielles) ;

- par courant imposé.

Protection galvanique

Le principe de la protection galvanique est de créer une pile électrique entre deux métaux de

noblesse différente, le premier est le métal à protéger et le deuxième est l’anode réactive ou

sacrificielle. Si ces deux métaux sont raccordés l’un à l’autre par un circuit électrique, le métal

le moins noble (l’anode) se sacrifiera au bénéfice de la cathode. Le potentiel électrochimique,

la capacité du courant et le taux de consommation de ces anodes sont supérieurs pour la

protection cathodique à ceux du fer.

Les anodes réactives ou sacrificielles ont différentes formes et sont faites en utilisant des

alliages de zinc, de magnésium et de l’aluminium. Dans le cas du béton armé, les


40

caractéristiques des anodes sont généralement données en charge capacitive (KC : kilo

Coulomb) et dimensions (Longueur et Diamètre). Pour que la protection cathodique soit

efficace la surface à protéger doit être polarisée. La force qui sous-tend la protection

cathodique est la différence de potentiel électrochimique entre l’anode et la cathode. Il en

résulte un ralentissement considérable de la réaction anodique enregistrée à la surface de

l’acier et donc un arrêt de la progression de la corrosion. Les milieux tendant à s'équilibrer, les

courants se stabilisent après quelques mois, le contrôle des potentiels devient alors le moyen

le plus facile de contrôler l'activité du système de protection. Les alliages à base de Zinc ont

tendance à s'auto-passiver, l'apport d'enrobage alcalin maintenant l'activité de l'anode dans la

structure en béton armé est indispensable lors de la mise en place des anodes dans la structure

en béton.

Protection cathodique par courant imposé

Au cours des dix dernières années, la protection cathodique a courant imposé a été de plus en

plus employée pour protéger de la corrosion à long terme les structures en béton armé dans les

environnements marins.

Les systèmes de courant imposé utilisent des anodes inertes (de dissolution nulle ou basse) et

une source extérieure d'alimentation DC imposant un courant de l’anode externe vers la

surface de l’armature (cathode) (Figure I. 17).

Figure I. 17. Protection cathodique par courant imposé

Le contrôle de protection cathodique exige le contrôle de densité de courant de protection. La

dissolution de l’acier sous corrosion correspond à une certaine densité de courant de

corrosion. Le courant de protection cathodique doit être appliqué de manière à annuler le

courant de corrosion [54,55]. Comme le courant de corrosion n’est pas constant sur la surface

d’armature, le courant de protection doit annuler la valeur de courant de corrosion la plus


41

élevée. En pratique, les valeurs de courant de protections prises entre 1 à 20 mA/cm2 d’acier à

protéger sont suffisantes pour annuler le courant de corrosion.

Pour que le système de protection cathodique soit efficace, le potentiel d’électrode des

armatures doit être compris entre -800 et -1150 mV vs Ag-AgCl sur toute la surface protégée.

Ce domaine de potentiel est suffisant pour mettre le fer dans la zone immunité. Les valeurs de

potentiel plus négatives conduisent à la dissolution de l’eau et à un dégagement d’hydrogène,

ce qui augmente le risque de fragilisation par hydrogène et qui pourrait provoquer d’autres

effets défavorables. Cependant, comme le potentiel des armatures peut être influencé par la

température, l’humidité, l’existence de l’oxygène, etc., en réalité, on ne fixe pas une valeur

exacte de potentiel de protection pendant toute la période d’application de cette technique,

mais un intervalle.

Afin d’assurer l’efficacité de système de protection cathodique, on doit prendre en compte la

dépolarisation des aciers en coupant le courant de protection. Pour qu’un système de

protection cathodique soit efficace, la variation de potentiel ∆E = E(t1) – E(0), [où : E(0) est

la valeur de potentiel au moment de la coupure de courant et E(t1) est la valeur de potentiel

après une période t1 de coupure], doit dépasser une valeur donné. La protection cathodique est

jugée comme efficace si la variation de potentiel ∆E est supérieure à 100 mV après une

période de coupure de courant égale à t1 = 4 heures [56, 57]. D’autres valeurs ont été choisies

à t1 =24 heures.

d . Effet de la protection cathodique sur la teneur critique en ions chlore

Initiation de la corrosion et sa prévention

Le comportement actif-passif de l'acier en béton est fortement influencé par la présence des

chlorures (Figure I. 18). Quand la teneur en chlorure augmente, le seuil de passivité est réduit

et le potentiel le plus élevé, qui s'appelle le potentiel de piqûre de corrosion, Epit, diminue

significativement de +500 à –500 mV vs SCE passant de béton non contaminé au béton très

contaminé. Le potentiel de piqûre dépend également de la température, du pH, du type et du

dosage en ciment, de la porosité du béton, des potentiels etc. Le contenu le plus élevé de

chlorure compatible avec les conditions passives pour chaque potentiel est le contenu critique

de chlorure à ce potentiel.


42

Figure I. 18. Comportement anodique de l’acier dans le béton en présence de chlorures [4]

Pour le potentiel normal de corrosion (autour de 0 V SCE), la teneur critique en chlorures est

de l’ordre de 0.4 à l% du poids de ciment. En abaissant le potentiel, le contenu critique des

ions chlore nécessaire pour amorcer la corrosion des aciers immergés dans une solution de

Ca(OH)2 saturé augmente, comme le montre la Figure I. 19.

Figure I. 19. Valeurs des potentiels de piqûre et de protection mesurées sur l’acier immergé dans une solution saturée de Ca(OH)2 en fonction de la teneur en ions chlore [4]

La prévention cathodique de la corrosion d'armature en acier est basée sur l'influence forte du

potentiel sur la teneur critique en ions chlore. En imposant une polarisation cathodique aux

armatures, dès la mise en œuvre de la structure et durant toute la durée de sa vie, la teneur

critique en ions chlore nécessaire à l’initiation de la corrosion de l'acier dans le béton

augmente de sorte que dans la pratique il ne soit jamais atteint pendant la durée de vie de la

structure (possible même avec des densités de courant cathodiques basses, dans la gamme de

0.5 à 2 mA/m² de surface du béton, produisant une diminution de potentiel de 150-250 mV).

Propagation de la corrosion et son contrôle

Si, pour une teneur donnée de chlorure, le potentiel d’acier E devient plus positif que Epit, ou,

pour un potentiel donné, la teneur en ions chlore est plus haute que la valeur critique, le film

protecteur peut être localement détruit et par conséquent une attaque localisée peut avoir lieu.


43

Les zones où le film est détruit se comportent comme des anodes et les zones qui restent

passives se comportent comme des cathodes. Le courant de corrosion, qui traverse le béton

des zones anodiques vers les zones cathodiques, transporte des chlorures à l'intérieur des

piqûres, où l'alcalinité est réduite par l'hydrolyse des produits de corrosion. Ainsi, la

propagation de l'attaque favorise davantage de propagation, apportant une augmentation

d’agressivité dans les zones anodiques (mécanisme autocatalytique).

Une fois l'attaque lancée, elle peut également se propager à des potentiels plus négatifs que

Epit. Pour l'arrêter, il est nécessaire d'atteindre un potentiel plus bas Epro au-dessous duquel

l’acier se repassive. Epro, comme Epit, change avec la teneur en chlorure, le pH, la

température, etc., mais, de toute façon il reste, environ 300 mV inférieur à Epit (Figure I. 20)

Pitting can initiateand propagateEpit


1

2

4

3

6

5



1

2

4

3

6

5

Figure I. 20. Comportement de l'acier dans le béton selon le potentiel de l’acier et la teneur en ions chlore par rapport au poids de ciment [4]

Avec des potentiels dans la gamme (Epit - Epro), la corrosion ne commence pas, mais si est

lancée, elle peut se propager. Néanmoins, quand le potentiel de l'acier corrodé est dans cette

gamme, la différence de potentiel et le courant de corrosion entre les zones anodiques et

cathodiques diminuent, et, en conséquence, le taux de corrosion des zones actives diminue.

Ces réductions deviennent plus importantes lorsque le potentiel diminue, et quand le potentiel

approche de Epro, le courant devient très faible.

e . Conditions de fonctionnement de la protection cathodique

Potentiel

La Figure I. 20 montre schématiquement comment l'acier se comporte pour différents

potentiels et teneurs en chlorure à une température environ de 20°C. Différentes zones

peuvent être indiquées :


44

- A (zone de corrosion) où la corrosion peut commencer et propager ;

- B (zone imparfaite de passivité) où la corrosion ne commence pas mais peut se

propager pendant que le potentiel se déplace de Epit à Epro. Dans la partie inférieure de

la zone B, le taux de corrosion devient considérablement faible ;

- C (zone parfaite de passivité) la corrosion ne démarre pas ou ne se propage pas ;

- D et E (zones d'évolution d'hydrogène) la fragilisation par hydrogène peut avoir lieu

dans le cas des aciers à haute résistance ;

- Zone E la perte d'adhérence entre le béton et l’armature peut se produire.

Le critère de dépolarisation de 100mV est vérifié (sur les structures aériennes) quand le

potentiel d’acier est dans la zone C et dans la partie inférieure de la zone B.

Dans la zone E, les aciers normaux et les aciers à haute résistance ne peuvent pas fonctionner.

Les aciers à haute résistance ne peuvent pas également fonctionner dans la zone D. Par

conséquent, pour que la protection cathodique puisse arrêter la corrosion, c'est-à-dire

repassiver les aciers, elle doit être dans la zone C pour les aciers à haute résistance et dans la

zone D pour les aciers normaux.

Pour que la protection cathodique réduise considérablement le taux de corrosion (sans

repassiver les aciers), elle doit être dans la partie inférieure de la zone B. Pour que la

protection cathodique puisse empêcher la corrosion, elle doit fonctionner dans les zones B et

C pour les aciers à haute résistance, et également dans la zone D pour les autres cas.

Trois observations importantes sont à faire :

- la gamme des potentiels dans lesquels les aciers à haute résistance peuvent sans risque

fonctionner est plus petit que celle pour les aciers à basse résistance ;

- la gamme des potentiels dans lesquels la protection cathodique peut fonctionner pour

empêcher (prévenir) la corrosion est plus grande que celle pour la contrôler ;

- les potentiels de prévention sont plus loin des potentiels d'évolution d'hydrogène que

les potentiels de protection.

La Figure I. 20 montre aussi l’évolution (exprimés en termes de potentiel et teneur en

chlorure) de la protection cathodique pour empêcher (prévenir) la corrosion et pour la

contrôler. Dans le premier cas, la protection cathodique est appliquée dès le début (2). Dans le

deuxième cas, l'attaque corrosive est arrêtée ou contrôlée prenant le potentiel dans la zone de

passivité (5) ou dans la zone d'activité réduite (6).


45

Courant

La Figure I. 21 montre des courbes cathodiques typiques déterminées pour des armatures

exposées à l'atmosphère (a et b) ou immergées dans l'eau (c). Les densités de courant

nécessaires pour assurer la prévention dans les constructions aériennes sont comprises entre

0.5 et 2 mA/m² de la surface d’acier, jusqu'à 15 mA/m² pour la réduction de corrosion, et

supérieures à 20 mA/m² pour repassiver les aciers.

Figure I. 21. Courbes cathodiques de polarisation d'acier dans le béton en conditions aériennes (a) béton non contaminé, (b) béton contaminé par chlorure et (c) béton immergé [4]

La situation est différente dans les conditions où le transport de l'oxygène à la surface d’acier

immergé est limité (comme dans le cas de béton saturé ou immergé dans l’eau). La densité de

courant nécessaire pour assurer la protection est comprise entre 0.2 et 2 mA/m² de la surface

d’acier, dans ces cas le potentiel est normalement très bas. L’application de courants plus

élevés provoque la fragilisation par hydrogène et porte par conséquent le potentiel à des

valeurs très négatives.

III.3.2 Extraction électrochimique des ions chlores

a . Généralités

La première application d’extraction électrochimique des ions chlore a eu lieu en 1973 [58,

59]. Le « Kansas Department Of Transportation (KDOT) » a extrait les ions chlore en

utilisant une anode de cuivre. Ensuite cette technique a été appliquée pour traiter un pont

contaminé par les chlorures en utilisant une densité du courant très élevée de 23 à 28 A/m2

pendant 24 heures. Ce niveau de courant a provoqué des effets négatifs comme la diminution

de l’adhérence acier – béton et la fissuration du béton. A cause de ces effets négatifs cette

technique a été refusée comme une technique de réhabilitation. Depuis, de nombreux travaux


46

de recherche se sont intéressés au développement de cette technique en optimisant les valeurs

de courants nécessaires pour avoir une application efficace en évitant les effets adverses.

La technique d’extraction électrochimique des ions chlore, ou déchloruration, consiste à faire

passer un courant électrique continu entre une anode placée sur la surface du béton et l’acier

(cathode). Ce courant provoque le déplacement des ions chlore chargés négativement vers

l’anode extérieur (Figure I. 22). Lorsque les ions chlore arrivent à la surface du béton, ils

passent dans l’électrolyte et peuvent donc être enlevées définitivement du béton [58, 60]. Le

niveau actuel de courant appliqué lors d’un traitement d’extraction est de 1 à 5 A/m2. Cette

technique, contrairement à la protection cathodique, est temporaire avec une période

d’application de 4 à 5 semaines.

Figure I. 22. Schéma d’application d’un traitement d’ECE [60].

b . Principe d’extraction électrochimique des ions chlores

Le courant électrique entre l’anode extérieure et l’armature provoque un mouvement ionique,

les anions (Cl-, OH-) déplacent vers l’anode, alors que les cations (K+, Na+, Ca2+, Mg2+) se

déplacent vers la surface de l’acier.

Sur la surface de l’acier, des ions hydroxyle et/ou l’hydrogène gaz sont formés avec les

électrons qui sont fournis par l’alimentation, selon les réactions suivantes :

H2O + ½ O2 + 2e- → 2OH- (24)

2H2O + 2 e- → 2OH- +H2 (25)

En général, la consommation d’oxygène sur la surface de l’armature est très faible, c’est

pourquoi la première réaction se produit très lentement.

Les réactions électrochimiques que se produisent à l’anode sont une formation de gaz

oxygène ou chlore, selon les réactions suivantes :

2OH- → H2O + ½ O2 + 2 e- (26) ou H2O → 2 H+ + ½ O2 + 2 e- (27)


47

2Cl- → Cl2 + 2 e- (28)

Si le pH de l’électrolyte est inférieur à 4, une quantité très importante de Cl2 se produira. Pour

éviter cet effet, l’électrolyte doit être toujours basique (pH > 7). Dans ce cas, les réactions 26

ou 27 deviennent les réactions anodiques principales. La quantité de chlore gazeux produite

va être rapidement hydrolysée en acide hypochloreux en en ions hypochlorure selon les

réactions suivantes :

Cl2 + H2O → HClO + Cl- + H+ (29)

HClO → ClO- + H+ (30)

Les points positifs de l’application de cette technique sont :

- abaissement de potentiel thermodynamique de l’acier ;

- augmentation de la teneur en ions hydroxyle et en conséquence augmentation du pH

autour de l’armature ;

- diminution de la teneur en ions chlore près de l’acier.

c . Efficacité d’extraction des ions chlore

Des études en laboratoire [58 - 63] ont montré que l’efficacité de cette technique dépendait de

plusieurs facteurs :

- teneur initiale en ions chlore ;

- profondeur atteinte par les ions chlores ;

- différence de potentiel appliquée (ddp) ;

- type d’électrolyte utilisé ;

- qualité du béton d’enrobage.

III.3.3 Réalcalinisation du béton carbonaté

Le principe de protection électrochimique de réalcalinisation est montré dans la Figure I. 23.

La technique de réaction est basée sur le même principe que la technique d’extraction des ions

chlore : elle consiste aussi à appliquer un courant électrique continu entre une anode

temporaire placée sur la surface du béton et l’acier. La méthode de réalcalinisation est

appliquée lorsque le problème de corrosion est provoqué par la carbonatation du béton

d’enrobage. L’objectif de cette technique est de redonner au béton carbonaté la valeur de pH

qui permet la repassivation des aciers.


48

Figure I. 23. Illustration du processus électrochimique de réalcalinisation

Pour effectuer cette technique, une solution basique ou alcaline est appliquée sur le parement

de façon à pénétrer à l’intérieur du béton. La formation des OH- à la surface de l’acier

augmente aussi le pH dans cette zone.

Un électrolyte à base de carbonate de sodium est largement utilisé lors d’une application de

cette technique. La pénétration de cet électrolyte à l’intérieur du béton peut être faite par

diffusion, absorption capillaire et électroosmose.

L’application de cette méthode est encore limitée. Odden [64] a montré que cette technique

pouvait offrir une protection durable. Ce résultat a été confirmé par Pollet et Dieryck [65].

Pour d’autres auteurs, l’application de cette technique est toujours en question. En fait,

l’utilisation de carbonate de sodium comme électrolyte ne suffit pas à augmenter le pH de la

solution interstitielle à un seuil suffisant permettant d’éviter la corrosion. De plus l’utilisation

d’un électrolyte à base de sodium pourrait augmenter le risque d’avoir une réaction alcali-

granulats (RAG) à coté de l’interface acier béton [66].

III.4 EFFETS SECONDAIRES DES TECHNIQUES ELECTROCHIMIQUES

Les effets bénéfiques des méthodes électrochimiques sont bien assurés. Néanmoins des effets

négatifs, dits secondaires, pourraient apparaître lors de l’application d’une de ces techniques.

Ces effets dépendent des niveaux de potentiel et de densité de courant utilisés qui peuvent

influencer les caractères d’origine du béton.

En effet, la polarisation de l’acier provoque une redistribution des espèces ioniques existant

autour de l’acier. La réduction électrochimique des espèces ioniques sur la surface d’acier

peut provoquer des effets négatifs tels que la fragilisation des aciers par hydrogène,


49

l’endommagement de l’interface acier-béton et/ou la dissolution de certaines des phases du

béton suite à la valeur élevée de pH [67, 68]. Le déplacement des espèces cationiques vers la

surface de l’acier peut provoquer la solvatation de la pâte de ciment. L’accumulation des

cations autour de l’acier pourrait commencer ou accélérer la réaction alcali-silice.

III.4.1 Production d’hydrogène sur la surface d’acier

La polarisation élevée de l’acier, comme dans le cas de l’extraction de chlorure et de la

réalcalinisation, provoque le dégagement d’hydrogène à la surface de l’acier [68, 69]. Or,

l’adsorption de l’hydrogène par l’acier conduit à la fragilisation par hydrogène (FPH) [70]

surtout pour les ouvrages en béton précontraint. De plus, la production de l’hydrogène gazeux

conduit à une augmentation locale de pression qui pourrait induire des fissurations dans la

matrice cimentaire. L’utilisation de deux dernières techniques n’est donc pas recommandée

pour les structures de béton précontraint.

Par contre, si la densité de courant effectuée est inférieure à 1A/m², alors la production de

l’hydrogène n’a aucun effet nocif sur l’ensemble de la structure [68, 69]. Ainsi, la protection

cathodique ne devrait pas être concernée par ce problème d’hydrogène.

III.4.2 Diminution de l’adhérence acier-béton

L’influence de la formation de gaz d’hydrogène et l’accumulation des espèces cationiques

autour de l’acier sur l’adhérence acier-béton a été beaucoup étudiée.

Des études [71, 72] ont montré que le passage à long terme d’un courant cathodique provoque

une diminution effective de l’adhérence. Selon ces études, l’accumulation de Na+ et K+ autour

de l’acier était la cause principale de cette diminution.

D’après une autre étude [73], la perte d’adhérence acier-béton était de 10% pour une densité

de charge totale d’environ 37000 Ah/m². Cette perte d’adhérence était en relation avec la

densité de charge totale appliquée et non avec la densité de courant de protection appliquée.

D’autre part, l’application d’un potentiel de -1620 mV vs SCE pendant 24 mois n’avait aucun

effet sur l’adhérence [74]. Les résultats de cette dernière étude sont en contradiction avec les

résultats obtenus par Locke et al [75].

Le dégagement de gaz hydrogène peut avoir lieu suivant le niveau de polarisation cathodique

d’acier [76]. Ce dégagement de gaz hydrogène peut être possible lorsque le potentiel d’acier

est plus négatif que -1000 mV vs SCE.


50

D’après Bennett et al [77], la perte d’adhérence acier-béton est de 40% en appliquant une

densité de courant de 50 A/m² et des charges de 2000 Ah/m², cette étude a montré aussi

qu’avec des densités de courant inférieur à 5 A/m² et des charges de 1500 Ah/m² d’acier, les

effets étaient négligeables.

De même, une autre étude [78] a montré que l’application de densités de courant de 5 mA/m²

à 5 A/m² ne provoque aucun effet sur l’adhérence acier-béton.

III.4.3 Initiation et accélération de réaction alcali-silice

L’alcali-réaction peut se définir comme la réponse des minéraux à un déséquilibre avec leur

milieu ambiant, milieu dans lequel règne un pH souvent supérieur à 13. Ce sont des réactions

chimiques solide-liquide dans lesquelles la phase solide est constituée par le granulat et la

phase liquide par la solution interstitielle fortement alcaline du béton. Ces réactions se

caractérisent par le fait que la partie réactive des granulats est en faible quantité et

irrégulièrement distribuée, et que la solution agressive contenue dans la microporosité du

matériau est distribuée de façon hétérogène.

Dans les ouvrages en béton on constate que la réaction observée en un point donné du béton

peut être dans un état d’avancement bien différent de celui observé en un autre point. Les

conditions qui contrôlent la réaction sont l’abondance et la réactivité des espèces minérales, la

quantité d’alcalins et la présence d’eau. En effet, une humidité relative d’au moins 80 %

semble indispensable au développement de la réaction.

Il existe trois types d’alcali-réaction : les réactions alcali-silice, alcali-silicate et alcali-

carbonate, la réaction dominante était la réaction alcali-silice. Le mécanisme de la réaction

alcali-silice passe par une dissolution de la silice sous l’action de la solution interstitielle,

suivie de la précipitation d’un gel silico-calco-alcalin.

Des chercheurs ont émis l’hypothèse que les courants électrique ou les champs magnétique

produits dans le béton peuvent influencer l’initiation et l’accélération de la réaction alcali-

granulat [79, 80]. Or, dans un système de protection électrochimique d’armatures dans le

béton, comme nous l’avons vu précédemment, une cellule est créée entre l’acier (cathode),

chargé négativement, et l’anode externe chargée positivement. A la surface acier-béton,

l’oxygène est réduit suite à l’hydrolyse de l’eau en formant les ions d’hydroxyle OH- qui

augmentent localement le pH de la solution interstitielle du béton. En plus, la charge négative

de l’acier attire les cations (K+, Na+, Ca 2+, etc.) présents dans la solution interstitielle vers la

surface d’acier provoquant la neutralité de la solution. Comme il est bien connu qu’une


51

augmentation de la teneur en ions alcalins peut conduire à l’initiation et/ou à l’accélération de

la RAG, il est parfaitement logique que l’application de traitement électrochimique puisse

influencer la RAG.

En effet, la composition de la solution interstitielle dépend de la nature du ciment, des

granulats, des adjuvants et de l’eau. Tous les composants du béton vont influer sur le pH et la

concentration en alcalins, ces paramètres jouant à leur tour un rôle déterminant sur la silice

dissoute. Dron [81] a montré que la formation du gel était conditionnée par l’existence dans le

milieu de rapports de concentrations [silice] / [alcalins] déterminés. En dehors de ces rapports,

il ne se forme pas de gels nocifs. Le choix des matériaux pour la conception des structures en

béton, en prenant en compte la RAG, ne date que d’une vingtaine d’années. Les études

effectuées sur les granulats utilisées dans le béton ont montré que la plupart d’entre eux

contiennent des minéraux siliceux réactifs (silice amorphe ou peu cristallisée). C’est la

quantité et la distribution de ces minéraux réactifs qui détermine la réactivité des granulats

vis-à-vis de la RAG.

Une partie des sels de sodium et de potassium, qui sont introduits dans le ciment à travers le

clinker, est fixée lors des réactions d’hydratation dans les aluminates et les silicates. L’autre

partie reste sous forme de sels solubles tels que les sulfates de potassium [82].

Il a été suggéré récemment que l’hydroxyde de calcium joue aussi un rôle très important dans

la RAG [83].

L’application d’une technique électrochimique pourrait modifier la RAG. L’application de la

protection cathodique avec, des densités des courant de 0.3 à 110 mA/m² [84], en présence de

granulats réactifs et de teneurs en alcalins de 0.95% à 2.8%, a provoqué une augmentation de

la réaction alcali-granulat sans avoir d’augmentation significative près de l’acier.

Une relation très complexe entre le gonflement, la densité de courant appliqué et le temps

d’application a été observée par PAGE et Yu [85] (Figure I. 24). Leur étude a montré qu’une

densité de courant de 3A/m² engendre un gonflement plus important qu’une densité de 5 ou 8

A/m². Ils ont justifié ce phénomène en liant le gonflement au rapport Na2O/SiO2. Quand ce

rapport est en voisinage de 0.5, le gonflement est maximum.


52

Figure I. 24. Relation entre le gonflement, la densité du courant appliquée et le temps d’application de la technique électrochimique [85].

IV. TECHNIQUES D’ETUDE DE LA CORROSION DES ACIERS DANS

LE BETON

IV.1 INTRODUCTION

Le niveau d'activité de corrosion est employé par la plupart des maîtres d’ouvrages comme

critère principal pour déterminer le moment et les méthodes les plus favorables pour la

réparation d’un tablier de pont. En outre, la surveillance du taux de corrosion d'un pont réparé

pourrait être employée pour évaluer l'efficacité de différentes méthodes de réparation. Bien

qu'il y ait plusieurs méthodes pour le diagnostic, la détection, et la mesure de la corrosion

d’aciers d’armature, il n'y a aucun consensus concernant la méthode la plus efficace pour

évaluer le taux de corrosion dans les structures en béton armé.


53

Pour décrire l’état des armatures dans le béton, deux types de techniques sont nécessaires. Les

premières techniques concernent la détermination du début de corrosion, et plus précisément,

l’instant où l’acier cesse d’être passivé. Ces techniques consistent à décrire la cinétique de

corrosion à partir du transport des espèces agressives (Cl-, CO2) afin de déterminer le profil de

chlorure et la profondeur de la carbonatation ou de mesurer le potentiel de corrosion.

Malheureusement ces techniques ne permettent pas de décrire l’évolution de la corrosion des

armatures c’est pourquoi on cherche encore à développer des méthodes permettant de

caractériser à tout instant l’état de dégradation du béton et de l’acier.

A cet effet, les mesures électrochimiques telles que la résistance de polarisation et la mesure

d’impédance, qui sont les deuxièmes types de techniques utilisées pour décrire l’état de

corrosion, sont préconisées. Les avantages des techniques électrochimiques sont la possibilité

de suivre en contenu la vitesse de corrosion, leur fiabilité élevée, leur temps de mesure

relativement court ; de plus elles ne sont pas destructives. Par contre, ces méthodes

électrochimiques peuvent conduire à des erreurs importantes si on ne connaît pas les

caractéristiques électrochimiques du système acier-béton.

IV.2 METHODES TRADITIONNELLES

IV.2.1 Dosages en chlorures

La mesure de la teneur en chlorure fournit des données concernant la cause de la corrosion.

On peut mesurer la teneur en chlorures solubles à l'eau à partir de petits échantillons carottés,

à partir de poudres recueillies lors d'un forage ou à partir de la solution interstitielle extraite

par pression de la pâte de ciment. Plusieurs méthodes sont utilisées pour déterminer le dosage

en chlorures. Elles permettent de fournir une estimation de la quantité de chlorures libres (non

piégés) dans le béton, ou de mesurer la quantité de chlorures totaux (extraits à l'acide) en

utilisant différentes techniques (électrodes spécifiques, titrimétrie, etc.).

IV.2.2 Mesures de la résistivité

La résistivité électrique du béton, située entre 103 et 107 ohm.cm, est liée à la composition de

la solution interstitielle, la microstructure du béton, l’humidité, la teneur en sels et la

température [87]. La résistivité a été utilisée pour évaluer indirectement les caractéristiques du

béton comme la diffusion de l’ion chlore, le degré de saturation et l’agressivité [88 - 90].

Les mesures de résistivité se font de préférence dans les endroits sans armature. Ces mesures

n'ont pas d'intérêt vis-à-vis de la corrosion des armatures si le béton est peint mais elles sont


54

intéressantes si le béton est traité dans la masse, par exemple, par imprégnation avec divers

produits.

La résistivité électrique du béton dépend de son humidité et de sa salinité. Ainsi, dans une

zone toujours humide et polluée par des sels, le béton a une faible résistivité électrique et les

armatures sont dans des conditions qui favorisent leur corrosion.

La résistivité électrique du béton peut être utilisée comme un paramètre d’évaluation du

risque de corrosion de l’acier mais le seuil de résistivité pour évaluer l’état de corrosion de

l’acier n’est pas bien déterminé. Hope et al [90] ont montré que les aciers sont dans l’état

passif quand la résistivité est au voisinage de 10 kohm.cm. Par contre, Startfull [91] a trouvé

qu’une résistivité du béton supérieure à 65 K ohm.cm pourrait correspondre aux aciers dans

l’état passif. Morris et al [92] ont observé que l’acier est dans un état actif quand la résistivité

du béton est inférieure à 10 Kohm.cm et dans l’état passif quand la résistivité est supérieure à

30 Kohm.cm.

Dans la pratique, la résistivité du béton se mesure par diverses méthodes non destructives. La

technique la plus courante est celle de Wenner, mais d’autres techniques sont en cours de

développement. Pour être valables, les mesures de résistivité doivent être interprétées en

parallèle avec d'autres types de mesures.

La classification de la probabilité de la corrosion, peut être obtenue sur la base des valeurs

indiquées dans le Tableau I. 3. Ainsi, ces valeurs seraient plus sûres si dans le même temps les

valeurs de potentiel de corrosion indiquent la possibilité de corrosion [93].

Tableau I. 3. Taux probable de corrosion selon les valeurs de la résistivité électrique du béton [93]

Résistivité électrique Taux de corrosion

R > 20 kΩcm Faible

10 < R < 20 kΩcm Faible à modéré

5 < R < 10 kΩcm Elevé

R < 5 kΩcm Très élevé

a . Méthode de Wenner

La méthode la plus répandue pour mesurer la résistivité électrique d'un béton d'enrobage

utilise un appareil qui est plaqué sur le parement.


55

Il s'agit d'un appareil dit à quatre pointes (Figure I. 25). Le plus souvent, un courant alternatif

I est envoyé dans le béton à partir des deux pointes extrêmes. La fréquence du courant est

comprise entre 50 et 1000 Hz. La différence de potentiel V, en volt, est mesurée entre les

deux pointes internes. Le rapport V/I donne la résistance électrique de l'enrobage, en Ω. La

résistivité est déduite de ce rapport grâce à la formule suivante.

ρ = 2 π a V/I (31)

Où : ρ est la résistivité électrique (Ωm) et a est la distance entre deux pointes voisines.

Figure I. 25. Principe de mesure de la résistivité électrique d’un béton par la méthode de Wenner (quatre pointes ayant le même espacement) [94]

b . Autres méthodes

La résistance électrique d'un enrobage de béton peut être mesurée en polarisant une armature

à l'aide d'une contre-électrode (un disque) placée à la surface du béton (Figure I. 26). Si la

longueur et le diamètre de l'armature concernée par la mesure sont connus, il est possible de

calculer la résistivité du béton selon la relation :

ρ = 2 Re Ø (32)

Où : Ø est le diamètre du disque et Re = V/I (Ω)

Figure I. 26. Mesure de résistivité de béton d’enrobage, par polarisation de l’armature [94]


56

IV.2.3 Profondeur de carbonatation

On peut évaluer la profondeur du front de carbonatation en appliquant une solution de

phénophtaléine à la surface d'un échantillon ou d'une carotte de béton. La solution de

phénophtaléine reste incolore dans les zones carbonatées et vire au rose dans les zones non

carbonatées.

IV.2.4 Potentiel de corrosion

La façon la plus simple d`évaluer le degré de corrosion de làcier est de mesurer son potentiel

de corrosion. Cette technique est très connue et a fait lòbjet dùn procédé dans lÀmerican

National Standards sous la référence ANSI/ASTM C876. On mesure la différence de potentiel

entre une demi-pile portative ordinaire, normalement constituée d'une électrode de référence

placée sur la surface du béton, et l'armature d'acier située en dessous (Figure I. 27).

Figure I. 27. Mesure du potentiel de corrosion

La confiance dans cette méthode de mesure du potentiel de corrosion a été renforcée par les

résultats recueillis au fil des ans, lors d'inspections visant à déterminer le degré de corrosion

des tabliers des ponts. Au cours des années 70, on a associé au résultat une probabilité relative

de corrosion. Cependant, la mesure de potentiel de corrosion ne fournit aucun renseignement

sur la vitesse de corrosion.

La recommandation RILEM [95] indique que l’objectif de ces mesures de potentiel est de

localiser les armatures corrodées, de déterminer les positions des analyses destructives

ultérieures (carottage pour doser les chlorures, etc.), de contrôler l’état de corrosion des

armatures après réparation afin d’évaluer l’efficacité de ces travaux et de concevoir et

disposer les anodes des installations des techniques électrochimiques comme la protection

cathodique, la déchloruration, etc.

Voltmètre à haute

impédance


57

La norme ASTM C876 est fondée sur cette méthode. Celle-ci définit des lignes générales

servant à évaluer la corrosion de l'armature des ouvrages en béton (Tableau I. 4).

Tableau I. 4. Probabilité de corrosion d'après les relevés de potentiel [96]

Potentiel de corrosion mV vs ECS

Potentiel de corrosion mV vs Cu-CuSO4

Probabilité de corrosion

> -126 > -200 Faible (< 10%)

-126 à -276 -200 à -350 Incertaine (50%)

< -276 <-350 Elevée (90%)

La Figure I. 28 nous montre un exemple de la relation entre le taux de corrosion et le potentiel

de corrosion. On constate que le taux de corrosion maximal se développe généralement à un

potentiel de -600 mV ECS.

Figure I. 28. Relation entre le taux de corrosion et le potentiel de demi-cellule (20°C) [97]

Le Tableau I. 5 montre les intervalles typiques de potentiel de corrosion selon l’état du béton

[98].

Tableau I. 5. Intervalles typiques de potentiel de corrosion selon l’état du béton [98]

Etat du béton Potentiel de corrosion mV vs ECS

Humide, sans chlorures +100 à -200

Mouillé, contaminé par des chlorures -400 à -600

Saturé d’eau, sans oxygène -900 à -1000

Lorsqu'on interprète les relevés de potentiel, il faut tenir compte de facteurs comme les

concentrations d'oxygène et de chlorures ainsi que la résistivité électrique du béton, qui ont un


58

effet important sur les données obtenues. Normalement, plus le potentiel est négatif, plus la

probabilité de corrosion est grande. Or ce n'est pas toujours le cas.

De nombreux facteurs peuvent rendre les relevés plus positifs ou négatifs, sans que ces

variations ne soient liées au degré de corrosion :

- la concentration d'oxygène à l'interface armature-béton influe grandement sur les

valeurs de potentiel de corrosion. Si la teneur en oxygène est moindre à la surface de

l'acier, la valeur de potentiel mesurée sera plus négative, mais cela n'indique pas

nécessairement une forte probabilité de corrosion ;

- une augmentation de la concentration en ions chlorure entraîne une importante

augmentation de la vitesse de corrosion de l'acier et en résultat le potentiel devient

plus négatif ;

- enfin, une grande résistance du béton peut fausser sérieusement les valeurs de

potentiel mesurées.

Les résultats obtenus ne peuvent donc pas donner une idée juste du potentiel sauf pour le cas

où la résistance intérieure du voltmètre utilisé est plus grande que celle du béton. Il y a donc

deux façons d'accroître la précision des mesures effectuées : réduire la résistance du béton en

mouillant sa surface ou utiliser un voltmètre d'une plus grande résistance interne (plus de 20

MΩ). On peut aussi diminuer la résistance du béton en plaçant l'électrode de référence juste

au dessus de l'armature.

D’autres travaux ont affirmé que la mesure de potentiel d'électrode peut être influencée par

l'humidité (Tutti [11] montre qu’une augmentation de la teneur en humidité dans les pores du

béton diminue le potentiel vers des valeurs plus négatives), mais qu’il dépend aussi de

nombreux facteurs comme la température et le degré d'hydratation du béton [99].

Les progrès technologiques survenus dans le domaine du béton et des méthodes de réparation

(protection cathodique, revêtement en matériaux denses et enduit protecteurs, inhibiteurs de

corrosion, adjuvants chimiques, etc.) ont aussi beaucoup d'influence sur le potentiel de

corrosion.

Les inhibiteurs de corrosion peuvent modifier le potentiel de corrosion de l'armature. La

variation du potentiel peut être négative ou positive selon que l'on utilise un inhibiteur

cathodique ou anodique. De même, il est clairement indiqué dans la norme ASTM C 876 [96]

que le relevé de potentiel par électrode de référence ne convient pas lorsqu'il s'agit d'évaluer la

corrosion des armatures revêtues d'époxy ou galvanisées.


59

Un système de protection cathodique sous tension ou des courants galvaniques peuvent

fausser complètement les relevés de potentiel de corrosion par électrode de référence. Avant

de procéder à des mesures, il faut donc arrêter le système et laisser au moins 24 heures à

l'armature pour se dépolariser. Si les résultats sont instables et présentent de fortes variations

cela peut dénoter la présence de courant galvanique.

Le potentiel de corrosion par électrode de référence devrait toujours être validé par d'autres

mesures avant d'être interprété sous l'angle de probabilité de corrosion. Les autres méthodes

couramment utilisées sont : l’inspection visuelle, la mesure de la teneur en chlorures, la

mesure de la résistance du béton, l’établissement du profil de carbonatation, la mesure de la

vitesse de corrosion.

Le relevé cartographique du potentiel permet de tracer des courbes équipotentielles qui

peuvent être utilisées pour repérer les endroits où il y a présence de corrosion (même si les

mesures de potentiel ne sont pas nécessairement représentatives du taux de corrosion) [96]. La

RILEM recommande l’installation de cartes de gradient de potentiel qui permettent une

représentation en valeurs relatives, beaucoup plus fiables. Cependant, l’interprétation de ces

cartes de potentiel reste réservée aux spécialistes.

On trouve au Tableau I.6, page suivante, un résumé des effets des différents facteurs sur la

variation du potentiel de corrosion mesuré à l'aide d'une électrode de référence et sur la

probabilité de corrosion.

IV.2.5 Résistance de polarisation

Grâce aux travaux de M. Stern et A. Geary (1957) [101], la technique de résistance de

polarisation a été mise en place. Elle nous permet de déterminer la vitesse de corrosion en

mesurant le courant de corrosion I corr de façon simple, rapide et non destructive. La vitesse de

corrosion appelée « taux de corrosion » est probablement la meilleure technique pour évaluer

l'activité de corrosion dans le béton armé, car elle est liée directement au nombre d’électrons

produits par la réaction d’oxydation du métal dans l’électrolyte. Cette technique est surtout

utile dans les environnements où la corrosion est causée par des chlorures. L'interprétation des

résultats est plus complexe lorsque la corrosion résulte de la carbonatation.


60

Tableau I. 6. Effets des différents facteurs sur la variation du potentiel de corrosion mesuré à l'aide d'une électrode de référence et sur la probabilité de corrosion* [100]

Facteur Variation du potentiel

Corrosion de l'armature d'acier

Applicable à ASTM C876

Réduction de la concentration d'oxygène

Négative Peut ne pas augmenter

Non

Carbonatation Négative Augmentation Oui

Augmentation de la concentration en

chlorures Négative Augmentation Oui

Inhibiteur de corrosion anodique

Positive Réduction Oui

Inhibiteur de corrosion cathodique

Négative Réduction Non

Inhibiteur de corrosion mixte

Positive ou négative

Réduction Non

Armature revêtue d'époxy

Positive Sans rapport Non

Armature galvanisée Négative Sans rapport Non

Enrobage de béton dense Négative Sans rapport Non

Résistance du béton Positive Sans rapport Non

Béton sec Positive Sans rapport Non

Emplacement de l'électrode de référence


Enduits organiques ou de protection


Rapiéçage du béton Positive ou négative

Sans rapport Non

Protection cathodique Négative Sans rapport Non

Courants vagabonds Fluctue entre

positive et négative Sans rapport Non

* On trouve dans la première colonne la description du facteur considéré et dans la deuxième colonne, la façon

dont ce facteur influe sur le potentiel mesuré à l’aide de la demi-pile. La variation peut être positive ou négative.

La troisième colonne indique le rapport entre la variation du potentiel et le degré de corrosion de l’armature

d’acier. Par exemple, la variation du potentiel mesuré au moyen de la demi-pile peut être liée à une activité de

corrosion forte ou faible, ou bien telle ou telle situation peut ne pas avoir de rapport avec la probabilité de

corrosion de l’armature. La dernière colonne indique si les lignes directrices de l’ASTM concernant la

probabilité de corrosion peuvent s’appliquer directement.


61

En fait, il existe deux techniques pour mesurer la résistance de polarisation [12] :

- la technique de résistance de polarisation linéaire (« the linear polarisation resistance

(LPR) »), méthode simple pour déterminer immédiatement la vitesse de corrosion, a

été longtemps employée dans les laboratoires pour mesurer les vitesses de corrosion de

métaux dans les environnements agressifs ;

- la technique Tafel plot (« The Tafel plot technique (TP) »), basée sur l’intensité de

courant de corrosion (I corr) et des pentes de Tafel (les pentes de Tafel pourraient être

utilisées pour calculer la vitesse de corrosion pour LPR).

Les techniques LPR et TP sont basées sur une application de niveaux de courant fixes et

réguliers, suivis d'une surveillance du potentiel (galvanostatique) ou d'une application de

potentiel spécifique suivie d'une surveillance du courant (potentiostatique).

La différence principale entre les deux méthodes est que le changement du potentiel doit être

maintenu à moins de ± 25mV pour la technique LPR, alors qu’il peut atteindre ± 250mV pour

la technique TP.

Une autre différence entre LPR et TP est l'interprétation des résultats pour calculer le taux de

corrosion. Dans le cas de TP, le taux de corrosion est déterminé en substituant les valeurs de

(βa et βc) calculées à partir de la Figure I. 29. Puis, on calcule le courant de corrosion selon

l’équation (33), enfin, on calcule le taux de corrosion selon l’équation (34).

i = icorr exp [S1(E – Ecorr)] – exp[-S2(E-Ecorr)] (33)

Où : S1 = pente de la branche anodique = 2.303/ βa ; S2 = pente de la branche cathodique =

2.303/ βc ; βa = constante de Tafel dans la direction anodique ; βc = constante de Tafel dans la

direction cathodique ; Ecorr = le potentiel de corrosion ; icorr = le courant de corrosion en

ampère ; E = le potentiel à tout moment, et i = le courant à tout moment.

Taux de corrosion (µm/an) = 0.129 I corr E.W/dA (34)

Où : I corr = intensité du courant de corrosion mesuré en µm/cm2 ; A = la surface d’acier

exposée mesurée en cm2 ; E.W = poids équivalent d'acier ; et d = la densité de l'acier en

g/cm3.


62

Figure I. 29. Courbe de polarisation pour calculer les pentes de Tafel selon TP [12]

Pour la méthode LPR on calcule d’abord, I corr selon l’équation (35) qui est basée sur la

relation de Stern-Geary. Puis en utilisant l’équation (2), on calcule le taux de corrosion.

I corr = βa βc /2.3 Rp (βa βc) (35)

Où : RP est la résistance de polarisation en KΩcm2 ; βa et βc sont les pentes de Tafel, qui

pourraient être obtenues à partir de TP.

Pour simplifier le calcul ci-dessus, plusieurs chercheurs emploient l’équation 36, avec une

constante B qui varie de 13 à 52 mV selon l'état de l'armature dans le béton.

I corr = B / Rp (36)

La valeur de B acceptée est de 26 mV pour l'état actif et de 52 mV pour l'état passif. Cette

constante dépend des coefficients de Tafel anodique βa et cathodique βc.

B = βa βc / βa + βc (37)

Ces coefficients de Tafel sont définies par :

βa = d E/dln Ia et βc = d E/d ln I c (38)

Où : I a et I c sont les vitesses des réactions anodiques et cathodiques respectivement.

Cette technique est donc basée sur le calcul des pentes anodique et cathodique d'une courbe

de polarisation autour de son potentiel d'électrode. En pratique, cette technique est basée sur

l'approximation à un comportement linéaire de la dépendance logarithmique entre le potentiel

et le courant enregistrés autour du potentiel de corrosion Ecorr (Figure I. 30). Dans le cas

d'acier placé dans le béton il a été constaté que l'intervalle de linéarité d'une courbe de

polarisation est compris entre 20 et 30 mV.


63

Figure I. 30. Mesure de la résistance de polarisation (pente de la courbe de polarisation (η-I) autour du potentiel de corrosion quand I change la polarité de négatif à positif) [102]

La résistance de polarisation Rp peut être donnée sous la forme de Stern selon l'équation :

Rp = ∆E /∆I ∆E → 0 (39)

A partir des techniques électrochimiques, la conversion des paramètres électrochimiques aux

paramètres gravimétriques peut se faire au moyen des lois de Faraday :

I.t / F = ∆W/ (Wm/Z) (40)

Où I est le courant électrique en ampère ; t est le temps en secondes ; F est la constate de

Faraday (96500 coulombs) ; ∆W est la perte de masse due au processus de corrosion en

grammes ; Wm est la densité molaire du métal et Z est la valence.

La comparaison entres les valeurs de la perte de la masse obtenues par l'application de

l'équation de Stern et celles obtenues par la technique gravimétrique (mesures de la masse de

l'échantillon avant de l'exposer au milieu agressif et juste après son exposition) montre que

une valeur de B égale à 26 mV pour l'état actif est suffisamment correcte. Cependant, certains

auteurs considèrent que cette valeur n'est pas bien déterminée pour le béton [103].

Au moment de l’application de cette technique, quelques points doivent être respectés [104] :

- la soustraction de chute ohmique entre l'acier et l'électrode de référence ;

- la vérification des conditions de linéarité des courbes de polarisation ;

- l'enregistrement stationnaire des valeurs obtenues lors de l'application de la technique.

La vitesse de balayage nécessaire pour atteindre les valeurs stationnaires est de l'ordre

de 2.5 à 10 mV/min

Les inconvénients de la mesure de Rp sont :

- l'équation de Stern est seulement validée lorsque la corrosion est uniforme. Si la

corrosion est non-uniforme, l'application de cette technique sera non valide ;


64

- les valeurs proposées pour la constante B et utilisées dans l'équation de Stern sont

basées sur les conditions de corrosion simple (acier actif ou passif selon le potentiel de

corrosion). Pour les conditions de corrosion plus compliquées, comme c’est le cas

quand les armatures sont polarisées, ces valeurs ne peuvent plus être utilisées ;

- la chute ohmique entre l'électrode de travail et l'électrode de référence ;

- l’impossibilité d’estimer la surface polarisée lorsque l'on applique cette technique.

Andrade et Alonso [102] ont proposé une classification pour décrire l’état de l’acier dans le

béton à partir de la vitesse de corrosion (Tableau I. 7).

Tableau I. 7. Classification de vitesse de corrosion

I corr (µµµµA/cm2) Etat de l’armature

< 0.2 Passif

0.2 à 0.5 Corrosion faible

0.5 à 1.0 Corrosion modérée

> 1.0 Corrosion élevée

Les valeurs de I corr mesurées en laboratoire sont plus élevées que celles mesurées sur des

ouvrages. En laboratoire, et pour un béton fissuré immergé dans l’eau de mer, la valeur

maximale de la corrosion est de 100 µA/cm2 alors que pour un béton carbonaté cette valeur

est de 10 µA/cm2. Sur des ouvrages carbonatés, la valeur maximale enregistrée se situe entre

0.5 et 1.0 µA/cm2, pour des ouvrages attaqués par des chlorures elle est comprise entre 5 et 10

µA/cm2. Ainsi, la plupart des valeurs enregistrées sur des ouvrages (in situ) sont comprises

entre 0.5 et 5 µA/cm2 et, pour ces valeurs, la durée de vie utile peut être entre 20 et 50 ans.

IV.3 IMPEDANCE ELECTROCHIMIQUE DE L ’ INTERFACE ACIER -BETON

IV.3.1 Généralités

Les premières applications de cette technique sur l’association acier-béton ont été effectuées

par John et al [105] et Wenger [106]. Cette technique est devenue la technique la plus utilisée

pour étudier les réactions électrochimiques et caractériser l’interface acier-béton. Grâce à

cette technique on peut aussi déterminer les propriétés électriques et électrochimiques de

l’électrolyte et de l’interface électrode- électrolyte.

Pour appliquer cette technique sur une armature placée dans le béton, il faut imposer un signal

électrique alternatif. A cet effet, une petite variation sinusoïdale ∆∆∆∆V de la tension acier-


65

électrode de référence (10 à 20 mV pic à pic), dans un intervalle de fréquence très large,

engendre une perturbation sinusoïdale ∆∆∆∆E du Ecorr. A chaque fréquence, la réponse de

l’intensité de courant obtenue (∆∆∆∆I ) est un signal sinusoïdal déphasé par rapport aux ∆V.

L’impédance électrochimique Z est par définition :

Z= ∆∆∆∆E/∆∆∆∆I (41)

Avec: ∆∆∆∆E = ∆∆∆∆E sin (ωωωωt) et ∆∆∆∆I= ∆∆∆∆I sin (ωωωωt-ϕϕϕϕ)

Où : ∆∆∆∆E et ∆∆∆∆I sont l’amplitude, ωωωω est la fréquence angulaire (ωωωω = 2ππππƒƒƒƒ) et ϕϕϕϕ est le

déphasage.

Pour des raisons de commodité de mesures, l’impédance électrochimique est analysée sous

forme d’impédance complexe qui peut être décomposée en un terme résistif, en phase avec le

signal d’entrée, et un terme capacitif déphasé d’un angle de 90°:

Z = Re + [[[[ RT/ (1 + j. C. ωωωω. RT)] (42)

Où ωωωω est la fréquence angulaire (ωωωω = 2ππππƒƒƒƒ), j l’unité imaginaire, Re la résistance ohmique de

l’électrolyte, C la capacité de l’électrode et RT la résistance au transfert de charge qui est dans

certains cas équivalent à Rp.

L’impédance Z peut être décomposée en une partie réelle Z’ et une partie imaginaire jZ’’

Z(ωωωω) = Z’ (ωωωω) - jZ’’( ωωωω) (43)

Ces deux parties peuvent se représenter graphiquement afin d’obtenir un meilleur diagramme

connu sous le nom de diagramme de Nyquist.

Les spectres d’impédance d’un système acier-béton sont généralement caractérisés par

différentes zones distinctives selon les intervalles de fréquence (Figure I. 31)

Figure I. 31. Spectre d’impédance caractéristique d’un système acier-béton


66

En ce qui concerne la dépression de l’arc (θθθθ) sous l’axe des composantes réelles, elle est

relative à une dispersion de la relaxation moléculaire, modélisée électriquement par un

élément de phase constante (EPC) dont l’impédance est exprimée par la relation 44 :

ZEPC(w)= C-1(jw)-n (44)

Où : ZEPC est l’impédance de l’élément de phase constant ; w est la pulsation (rad.s-1) ; C est

la capacité équivalente associée (Faradique) ; n = (1- 2Ө/π) = facteur de dispersion compris

entre 0 et 1 (n=1 est la capacité pure).

IV.3.2 Circuit électrique équivalent

Le concept de circuit électrique équivalent est largement utilisé pour analyser la variation de

l’impédance en fonction de la fréquence. Ce circuit est composé d’une combinaison

d’éléments électriques. La Figure I. 32 montre le comportement modélisé électriquement par

Randles [102].

Figure I. 32. Comportement selon Randles [102]

Le circuit électrique proposé par Randles, qui explique la réponse dans le domaine de la

fréquence de plusieurs systèmes électrochimiques, contient deux résistances électriques Re (la

résistance de l’électrolyte) et RT (la résistance au transfert du charge) et un condensateur C

attaché principalement à la double couche électrochimique (Figure I. 33).

(a) (b)

Figure I. 33. a) Schéma d’une réaction électrochimique et b) circuit équivalent de Randles d’un système simple où le contrôle est par activation

ELECTROLYTE

Transport

Réaction chimique

Espèces Intermédiaires A

dsor

ptio

n

Double Couche

e -

e -

Transfert

de charge

ELECTRODE DE TRAVAIL

ELECTROLYTE

Transport

Réaction chimique

Espèces Intermédiaires A

dsor

ptio

n

Double Couche

e -

e -

Transfert

de charge

ELECTRODE DE TRAVAIL

RT

C

R0

RT

C

R0


67

Le diagramme de Nyquist du circuit équivalent proposé par Randles est représenté par la

Figure I. 34 avec le demi-cercle qui permet d’estimer les valeurs de Re, RT et C.

A haute fréquence, le condensateur C pourrait représenter la résistance d’électrolyte Re. Avec

la diminution de fréquence ωωωω, le condensateur C devient moins conducteur, et à très basse

fréquence (ωωωω est proche de 0) l’impédance vaut la somme de Re et RT.

Si le contrôle du système électrochimique est actif, RT sera égale à RP (résistance de

polarisation) [104, 107].

Re

RT

Re+ RT

ω→0

ω

∞ ←ω

C = 1/RT*w max

Impédance Réal (Z’)

Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Re

RT

Re+ RT

ω→0

ω

∞ ←ω

C = 1/RT*w max


Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Impédance réelle (Z’)

Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Re

RT

Re+ RT

ω→0

ω

∞ ←ω

C = 1/RT*w max


Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Re

RT

Re+ RT

ω→0

ω

∞ ←ω

C = 1/RT*w max


Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Impédance réelle (Z’)

Impé

danc

e im

agin

aire

(Z

’’)

Figure I. 34. Diagramme d’impédance du circuit équivalent de Randles

Un autre élément additionnel, W, dit impédance de « Warburg » doit être inclut dans le circuit

équivalent pour prendre en compte l’effet d’impédance de diffusion due au gradient de

concentration au voisinage de la surface, surtout à très basse fréquence [108] (Figure I. 35).

RT

C

R0

Impédance Warburg

RT

C

R0

Impédance Warburg

Figure I. 35. Circuit équivalent avec l’impédance de Warburg

IV.3.3 Circuits électriques équivalents au système acier-béton

Quelques comportements, tels que la dépression de demi-cercle et les autres effets à hautes

fréquences, sont encore difficiles à expliquer. Les autres effets à hautes fréquences ont été

attribués à la formation de couches sur la surface d’acier [105, 109]. La dépression de demi-

cercle montre le comportement capacitif non idéal des spectres d’impédance. Cela nécessite

l’introduction d’un autre élément dans les circuits équivalents nommé « élément à phase

constante ».


68

La Figure I. 36 montre quelques circuits équivalents proposés pour caractériser le système

acier-béton.

Figure I. 36. Circuits équivalents classiques pour caractériser le système acier- béton

(a) circuit équivalent proposé par John et al [105] pour des éprouvettes en béton immergées dans de l’eau de

mer ;

(b) circuit équivalent, nommé « ligne de transmission », proposé par Macdonald et al. [110]. Selon ce modèle,

les propriétés du béton et de l’acier sont résistives et la résistivité du béton est fonction de la position où on fait

la mesure. Ainsi, l’interface est réactive grâce aux composants capacitifs, pseudo – capacitifs et de diffusion ;

(c) circuit équivalent proposé par Wenger et Galland [111, 112]. Ils ont démontré que la réponse à haute

fréquence est liée à la formation d’une couche de Ca(OH)2 sur la surface d’acier. Ce modèle est applicable dans

le cas de petites éprouvettes seulement ;

(d) circuit équivalent proposé par Dhoubi et al [113]. Les produits formés sur la surface d’acier, les produits

résultants de la réaction, les produits de corrosion, la pâte de ciment, et le béton d’enrobage ont été identifiés

dans ce modèle ;

(e) circuit équivalent proposé par Keddam et al [114]. Ce circuit explique le développement de macrocellules de

corrosion sur la surface d’acier.

Rt

Ct

R0

Rct

Cdl

ZD

Rt

Ct

R0

Rt

Ct

R0

Rct

Cdl

ZD

Rct

Cdl

ZD

a

Z1 Z2 Z3 Zn-1 Zn

R1 R3R2 RnRn-1

R RR RRI

Z1Z1 Z2Z2 Z3Z3 Zn-1 ZnZn

R1 R3R2 RnRn-1

R RR RRI

b

R1

C1

R0

R2

C2

R3

C3

R1

C1

R1

C1

R0

R2

C2C2

R3

C3

c

Rd2

R1

R1

C1

R2

C2Rd1R0

Rd2

R1

R1

C1

R2

C2Rd1R0

d

Rcc

Rc

Cc

R0

Ra

Ca

Rca

Rcc

Rc

Cc

R0

Ra

Ca

Rca

e


69

IV.3.4 Description des spectres d’impédance du système acier–béton

Le spectre normal d’impédance d’un système acier-béton présente quatre zones (trois zones

au minimum) distinctes sur une gamme de fréquence de 1 MHz à 1 mHz. (Figure I. 37)

Figure I. 37. Diagramme d’impédance de système acier béton selon Scuderi et al [115]

a . Interprétation du demi-cercle à haute fréquence

A haute fréquence (f >1 KHz), un premier demi-cercle se forme, l’arc C dans la Figure I. 37,

(ou 2 demi-cercles, les arcs C plus D). Il(s) définit les propriétés du béton [115, 116, 117]

avec une capacité de faible valeur de 10-8 à 10-11 F [116].

Un spectre d’impédance à haute fréquence peut fournir les données physiques de

microstructure suivantes :

- les deux points, R0 et Rb, d’intersection du demi-cercle avec l’axe réel ;

- la fréquence Wmax et la capacité pour lesquelles la partie imaginaire de l’impédance est

maximale ;

- l’angle de dispersion Ө, qui représente la nature hétérogène du matériau, dont la valeur

varie entre 0.7 et 0.9 pour les matériaux cimentaires [118, 119].

La détermination de la valeur exacte de R0 est très difficile car les appareils utilisés ne

permettent pas de monter à très hautes fréquences (> 40 MHz). Des études [120, 121] ont

proposé d’assimiler R0 à la résistance totale équivalente de la phase liquide et de la phase

solide.


70

La résistance de la phase liquide est très petite par rapport à celle de la phase solide, donc on

peut considérer que R0 est lié à la conductivité ionique de la solution interstitielle du réseau

capillaire et à la porosité du milieu considéré [122, 123] par la relation :

R0 = К[1/(1-φ)σs] (45)

Où К = L/A (avec L épaisseur de béton et A la surface de l’acier), φ est la porosité du milieu

poreux et σs est la conductivité de la solution interstitielle. Cette formule est valable seulement

pour les éprouvettes en forme de prisme droit.

On peut représenter la microstructure du béton selon l’illustration de la Figure I. 38 [117]. On

peut distinguer trois phases : continue conductrice (CCP), discontinue conductrice (DCP) et

la phase isolante (ICP).

Figure I. 38. Représentation schématique de microstructure de béton, d’après [117]

La phase CCP représente la structure de micro-pores qui pourrait être en série avec les cavités

capillaires interconnectées. La phase de DCP est formée par les micro-pores discontinus qui

sont bloqués par les couches de C-S-H du béton (points de discontinuité DP). La matrice de

ciment continue, composée de particules de pâte de ciment, agit comme la phase ICP isolante

du béton.

La microstructure du béton peut être simplifiée, comme sur la Figure I. 39 dans laquelle les

parties blanches représentent les pores et les parties noires la pâte de ciment et les granulats.

Le rapport des aires blanches à l’ensemble des aires blanches et noires représente la porosité

du béton φ.


71

Figure I. 39. Microstructure simplifiée de béton [117]

Les caractéristiques typiques des spectres d’impédances à des fréquences supérieures à 100

kHz, (Figure I. 39), peuvent être commentées [116, 120, 124] :

- avec le temps d’hydratation, Rb augmente énormément tandis que R0 augmente

légèrement ;

- dans le cas de matériaux peu poreux, le demi-cercle capacitif de diamètre Rb apparaît

beaucoup plus tôt. Ainsi Rb est plus grand pour les matériaux contenant la fumée de

silice ;

- Cb diminue avec le temps d’hydratation ;

- R0 et Rb diminuent avec l’épaisseur de l’éprouvette. Si l’épaisseur de l’éprouvette

diminue beaucoup, le demi-cercle caractérisé par Rb peut disparaître ;

- Rb est inversement proportionnel au rapport E/C ;

SONG a présenté les comportements montrés sur les Figure I. 38 et Figure I. 39, en

s’appuyant sur ce diagramme typique d’impédance, Figure I. 40, de la façon suivante :

- l’hydratation de ciment, au contact de l’eau, est le processus par lequel le ciment

devient un gel de C-S-H, L’expansion ou croissance du gel de C-S-H bloquerait la

phase CCP, limiterait la phase DCP et augmenterait les DP. Tous ces changements

pourraient augmenter la résistance des phases CCP et CP, ce qui conduirait à une

augmentation de Rb et R0 avec le temps d’hydratation ;

- au début d’hydratation (premières heures), les particules de ciment ne sont pas

suffisamment hydratées et leur expansion n’est pas assez importante. Tous les espaces

entre particules sont remplis par l’eau, c'est-à-dire que la pâte de ciment est constituée

essentiellement de la phase CCP et pratiquement pas de la phase DCP. Dans des

bétons de faible porosité, quelques phases de CCP pourraient être rapidement


72

bloquées par des DP en se transformant en phases DCP. Un arc se formerait

rapidement dans le processus d’hydratation ;

- la fumée de silice entre dans les micro-pores de la pâte de ciment. Ceci pourrait

diminuer la porosité de la pâte de ciment et la résistance de CCP pourrait alors

augmenter, en augmentant aussi Rb ;

- avec l’avancement de l’hydratation, de nouveaux DP se produisent et augmentent

d’épaisseur. Ce comportement fait diminuer la capacité des DP, lié à Cb qui diminue

avec le temps d’hydratation ;

- la résistance de la phase CCP et la résistance de la phase CP augmentent avec

l’augmentation de l’épaisseur d’éprouvettes (L), et en conséquence, Rb et R0

augmenteront ;

- un rapport E/C élevé conduit à une porosité élevée, donc la résistance de la phase

CCP et Rb pourraient diminuer avec l’augmentation de rapport E/C.

Figure I. 40. Diagramme typique d’impédance selon Song. [117] (fréquences > 100 KHz)

b . Interprétation du demi-cercle aux fréquences intermédiaires

Un deuxième demi-cercle pourrait se produire aux fréquences intermédiaires (1 Hz < f < 1

KHz), l’arc B dans la figure I.37. Il y a plusieurs théories pour expliquer l’origine de ce demi-

cercle.

Une étude effectuée par John et al, [105] a démontré que l’origine de ce demi-cercle était liée

à la formation et à la croissance d’un film à la surface d’acier sans avoir précisé la nature de

ce filme. Selon Wenger [116] et Zhang [125] ce film est un film passif à la surface de l’acier.

D’autres études [126, 128] ont montré que ce demi-cercle ne pourrait se former que dans le

cas où la surface d’acier était recouverte des produits issus du processus de corrosion.


73

L’apparition de ce demi-cercle selon les deux dernières études serait donc la conséquence de

l’initiation de la corrosion et l’évolution des propriétés de la couche issue des produits de

corrosion.

Par contre, Ford [7] a observé ce demi-cercle en effectuant des expériences sur un acier

immergé dans une solution basique sans Ca(OH)2 et où les produits de corrosion sont absents.

Ford a relié l’apparition de ce demi-cercle à la capacité de la double couche électrochimique à

la surface d’armature et au processus de transfert de charge et au processus de diffusion des

ions en solution. Ce demi-cercle caractérise alors un processus électrochimique (résistance au

transfert de charge / double couche électrochimique) qui se développe à l’interface acier-

béton. Les valeurs de la capacité du spectre d’impédance sont de l’ordre de quelques µ F/cm².

c . Interprétation du demi-cercle aux basses fréquences

Un troisième demi-cercle apparaît aux basses fréquences (f < 1Hz) [129, 130], l’arc A dans la

figure I.37. Il existe encore des divergences concernant la gamme de fréquences nécessaire

pour l’apparition de ce demi-cercle. Des chercheurs [106, 125, 127] estiment que les effets

d’électrode apparaissent seulement à partir d’une fréquence inférieure à 10 Hz.

Néanmoins, le domaine de basses fréquences correspond aux phénomènes qui se développent

à l’interface acier-béton [121, 130], la valeur de la capacité dans ce domaine est supérieure à

10-4 F/cm² [133]. Dans ce domaine de fréquence, l’épaisseur de béton d’enrobage n’a pas une

vraie influence sur la réponse d’impédance [115, 116].

Wenger [116] a montré que le béton d’enrobage, qui peut ralentir la vitesse de diffusion des

espèces réactives telles que l’oxygène et les ions chlores, perturbe la cinétique des réactions

électrochimiques. D’autres explications ont été apportées par Ford [7] qui a précisé que des

modifications sur la réponse d’impédance pourraient être dues à la réduction de la surface

effective de l’acier au contact de la solution aqueuse.

La dimension et la taille de ce demi-cercle sont associées aux conditions de surface de

l’armature étudiée :

- l’acier est à l’état passif.

- l’acier est à l’état actif.

Acier à l’état passif

Le premier cas est caractérisé par un demi-cercle de grande dimension [130, 131] et peut être

assimilé à un processus unique de la relaxation [132, 133]. Wenger a proposé qu’on puisse


74

caractériser le demi-cercle de grande dimension par deux demi-cercles. Le premier demi-

cercle correspond au domaine de fréquences les plus élevées (de 10 à 1 Hz). Il est attribué au

processus de relaxation lié à la capacité de la double couche électrochimique. Le deuxième

demi-cercle correspond au domaine de fréquences les plus basses. Il est lié à l’influence de la

relaxation du taux de recouvrement de l’adsorbât passivant de l’acier étudié. D’ailleurs,

Wenger constate que l’application d’un troisième demi-cercle dans les domaines des

fréquences inférieures à 10 mHz, qu’il assimile à un segment de droite linéaire formant un

angle de 45° avec l’axe des réels dans les diagrammes d’impédance (Nyquist). Il attribue cette

réponse aux processus de diffusion de l’oxygène à l’interface acier-béton.

Wenger propose de lier le courant de passivation à la résistance de polarisation Rp,

correspondant au diamètre du cercle, selon la relation :

I p = (RT/2αcF)*(1/Rp) (46)

Où : F est la constante de Faraday (96500 C/mol), R la constante des gaz parfaits (8.314

J/mol.K), T la température absolue de l’expérience (K) et αc le coefficient de transfert de la

réaction cathodique. Wenger a proposé une valeur de αc de 0.5.

D’autre part, Andrade et al [134] montre que le demi-cercle à très basse fréquence pourrait

être associé à un processus de passivation à la surface de l’acier avec formation d’un couple

d’oxydation – réduction de Fe2+ à Fe 3+ suivant la réaction :

3Fe3O4 ↔ 4γ Fe2O3 + Fe 2+ + 2 e-

Ce demi-cercle sera alors associé aux transformations du film passif.

Ford [7] a confirmé cet hypothèse, en estimant à partir de la réponse d’impédance, un ordre de

grandeur de l’épaisseur de la couche d’oxyde eoxyde (d’environ 5 nm) et de la résistivité ρ (de

1012 Ω cm), selon les relations suivantes :

eoxyde = εr ε0 A/ C et ρ = RA/eoxyde (47)

Où : R est la résistance et C la capacité obtenues à partir du spectre d’impédance (diagrammes

de Nyquist), A la surface d’acier, εr la constante diélectrique du milieu étudié et ε0 la

constante diélectrique du vide.

Acier à l’état actif

Dans ce cas, la présence des ions chlores à la surface de l’acier joue un rôle très important en

influençant la réponse d’impédance et en modifiant les mécanismes mis en jeu.


75

Afin de simplifier l’analyse de réponse à basses fréquences, des chercheurs [135, 136] ont

associé la limite de basses fréquences du demi-cercle sur l’axe réel à la résistance de

polarisation. Le courant de corrosion I corr peut alors être estimé à partir de l’équation de Stern-

Geary en supposant une corrosion uniforme de l’acier

Icorr = B/Rp

Où B est un paramètre dépendant des pentes de Tafel.

Les diamètres de demi-cercle dans le cas où l’acier est en état passif pourraient se déformer

suite à la présence de chlorures sur la surface d’acier. Une diminution de diamètre peut être

observée en fonction de temps d’exposition à la solution chlorée [5, 136].

Wenger propose d’associer I corr au diamètre du premier demi-cercle caractérisant un

processus de transfert de charge et I corr sera inversement proportionnel à la résistance au

transfert de charge selon la relation :

Icorr = K’/Rt (48)

Où K’ est un paramètre empirique, équivalent à un potentiel, dont l’ordre de grandeur varie

entre 30 mV et 80 mV [130, 137].

Les courants de corrosion calculés à partir de la dernière relation sont plus grands que ceux

calculés à partir de la relation de Stern-Geary, ce qui confirme l’hypothèse de Andrade [134]

qui estime que les valeurs de I corr obtenues de la relation de Stern-Geary sont très faibles.

Ainsi, l’application de la relation de Stern-Geary suppose une corrosion uniforme à la surface

d’électrode. Or, dans le cas de la corrosion d’acier dans le béton, la corrosion est localisée par

piqûres. D’autre part, Andrade [138] confirme aussi que les valeurs des vitesses de corrosion

déduites de la valeur de Rp (prise dans un spectre d’impédance) sont très faibles par rapport à

celles mesurées par la méthode de perte de masse.

Selon Gu et Beaudoin [139], les données obtenues à partir d’un spectre d’impédance, et

particulièrement la résistance de polarisation, permettent seulement d’avoir une

caractérisation qualitative de la sévérité de corrosion de l’électrode étudiée.

Une autre approche d’analyse a été proposée par Hachani et al [128] qui proposent d’associer

le paramètre de dispersion de demi-cercle à basses fréquence au degré de corrosion à la

surface de l’électrode au lieu d’associer la vitesse de corrosion au rayon de ce demi-cercle.

Selon eux, l’évolution de ce paramètre est plus en corrélation avec la sévérité de la corrosion à

la surface de l’armature que l’évolution du diamètre du demi-cercle à basses fréquences.


76

Quand les valeurs de dispersion Ө sont supérieures à 0.9 la corrosion est négligeable, alors

que quand Ө est inférieur à 0.6 la corrosion est déjà installée. Cette approche reste qualitative

et aucune estimation de la cinétique de corrosion ne peut être effectuée.

IV.4 AUTRES METHODES

Il existe d'autres méthodes de détection ou de quantification basées sur la thermographie

infrarouge ou la détection au radar [140]. L'image infrarouge permet de localiser les zones de

délaminations dans le plan de la surface et l'image radar permet d'obtenir des informations en

fonction de la profondeur sous la surface (localisation des zones d'interfaces).

Le couplage de ces deux techniques à une évaluation visuelle permet généralement d'identifier

les zones problématiques avec une assez bonne précision.

V. CONCLUSION

Les armatures dans le béton sont naturellement protégées da la corrosion de par l’alcalinité

élevée du béton, qui assure une protection chimique en recouvrant les armatures d’un film

extrêmement mince (de l’ordre de quelques nanomètre), l’hydratation de fer plus ou moins

hydraté. Cependant, en présence d’eau et d’oxygène, ce film est détruit par différents agents

tel que les chlorures et le gaz carbonique. Ces deux phénomènes de chloruration et de

carbonatation interagissent entre eux car la carbonatation, qui change la structure du réseau

poreux, peut affecter la diffusion des ions chlorures ou d’autres ions au sein du béton.

Le retour d’expérience montre que les méthodes de réparation conventionnelles ne constituent

pas une solution durable. Or, des méthodes de maintenance relativement nouvelles, comme

les techniques électrochimiques dont la méthode de protection cathodique, sont en train de se

développer et la tendance serait de les utiliser pour intervenir le plutôt possible.

Les méthodes électrochimiques de maintenance ont été largement appliquées aux ouvrages en

béton armé contaminés par les ions chlore. Néanmoins, leur application aux éléments en béton

précontraint n’est pas recommandée puisque la polarisation élevée de l’acier, comme dans le

cas de l’extraction de chlorure et de la réalcalinisation, provoque le dégagement d’hydrogène

à la surface de l’acier et l’adsorption de l’hydrogène par l’acier précontraint conduit à la

fragilisation par hydrogène.

D’après les données de la littérature, les techniques électrochimiques de détection et de suivi

de l’état de l’acier dans le béton sont des moyens assez efficaces et adaptables dans le cadre


77

de notre étude. Le potentiel d’électrode de l’acier permet de prévenir l’évolution de son état

vis-à-vis du risque de corrosion. Ensuite, la technique de résistance de polarisation nous

indique la vitesse de dissolution de l’acier au moment d’appliquer la technique. Enfin, la

technique d’impédance électrochimique, EIS, permet de caractériser le comportement

électrochimique du système béton-acier et apporte des renseignements concernant le

processus de dissolution de l’acier et le déroulement des réactions électrochimiques sur la

surface d’acier. L’inconvénient de la technique EIS, c’est que l’interprétation des diagrammes

d’impédance est compliquée et, aussi, qu’il existe plusieurs théories pour expliquer les

changements apportés au spectre d’impédance d’un système béton-acier, particulièrement aux

basses et moyennes fréquences.

Dans ce travail nous allons étudier premièrement les évolutions de réponse d’impédance du

diagramme de Nyquist pour des systèmes béton-acier et déterminer pour chaque demi-cercle

son origine et les paramètres influents.

Ensuite nous étudierons l’efficacité de la protection cathodique, spécialement la protection

galvanique, sur des poutrelles en béton précontraint et aussi sur des éprouvettes modèles

renfermant initialement des aciers sains ou corrodés. En effet, nous estimons que la

protection cathodique, galvanique ou par un courant imposé de faible densité, peut apporter

une protection de la corrosion en évitant les effets négatifs de la polarisation élevée de

l’acier. Dans ce travail nous utiliserons des anodes de zinc pour la protection galvanique et

de titane pour la protection par courant imposé avec une densité de courant de 5 mA/m²

d’acier de la surface active.

Chapitre 2. Programme expérimental

78

CHAPITRE 2 :

PROGRAMME EXPERIMENTAL


79

I. INTRODUCTION

Ce chapitre présente les paramètres expérimentaux choisis pour mettre en évidence

l’efficacité des techniques de protection appliquées, ainsi que les méthodes de mesures qui ont

été utilisées dans ce but. Des essais supplémentaires, destinés à étudier les évolutions de la

réponse d’impédance du diagramme de Nyquist pour des systèmes béton-acier, et à

déterminer pour chaque demi-cercle son origine et les paramètres influents, sont décrits en fin

de chapitre.

Nous explicitons le choix des éprouvettes étudiées, leur confection, la mise en œuvre des

procédés de protection, les caractéristiques des anodes utilisées, et les modèles de mesures.

Nous donnons aussi quelques résultats préliminaires indiquant l’évolution des réponses

d’impédance dans le système béton-acier

II. EPROUVETTES ETUDIEES

II.1 EPROUVETTES EN BETON PRECONTRAINT

II.1.1 Corps d’épreuve

Les éprouvettes en béton précontraint par prétension sont issues de poutrelles coulées et

étuvées (50°C durant 18 heures) industriellement en usine, puis découpées en morceaux de 50

cm de longueur. Chaque spécimen contient deux torons d’aciers à haute résistance (torons à 7

et 3 fils de 7 et 5 mm de diamètre respectivement) tendus entre 1200 et 2000 MPa.

La Figure II. 1 montre une représentation schématique de la section des poutrelles utilisées.

Ф7 mm

Ф5 mm

45 mm

27.5 mm

35 mm

70 mm

100 mm

25 mm

20 mmФ7 mm

Ф5 mm

45 mm

27.5 mm

35 mm

70 mm

100 mm

25 mm

20 mm

Figure II. 1 : Section des éprouvettes en béton précontraint

Ces éprouvettes ont été préparées en utilisant un ciment portland CEM I 52.5 R. La résistance

moyenne à la compression à 28 jours du béton est de 55 MPa.


80

Le Tableau II. 1 montre la formulation de béton utilisée.

Tableau II. 1. Formulation du béton des poutrelles

Composants Dosages (kg/m3)

Sable 850

Gravillon 1 270

Gravillon 2 580

Filler 50

Plastifiant 1

Entraineur d’air 0.49

Ciment CEM I 52.5 R 430

Eau totale 185

II.1.2 Application de la protection cathodique par anode sacrificielle (protection

galvanique)

Pour l’application du système de protection galvanique, nous avons choisi le dispositif détaillé

dans la figure II.2. Les éprouvettes ont été à demi immergées dans une solution de NaCl à 35

g/L. La face inférieure des éprouvettes a été recouverte par une résine pour protéger les aciers

et ne permettre qu’une pénétration latérale des chlorures.

L’immersion partielle des éprouvettes présente l’avantage d’offrir trois zones différentes vis-

à-vis du risque de corrosion possible :

- la partie non immergée, où le béton n’est pas en contact direct avec la solution

agressive. Dans cette partie, le risque de contamination par chlorure est faible et en

conséquence le risque théorique de corrosion également ;

- la partie immergée, qui est située au dessous du niveau de la solution saline où l’accès

de l’oxygène est limité. De ce fait, le risque de corrosion est aussi faible ;

- la partie intermédiaire, située au niveau de la solution saline où il peut y avoir à la fois

diffusion de chlorure et d’oxygène, pour laquelle le risque de corrosion est donc très

élevé.

D’autre part, l’immersion des éprouvettes dans une solution riche en chlorure permet de

diminuer la résistance électrique du béton d’enrobage pour les parties immergée et

intermédiaire.


81

Dans ce travail, deux types de protection galvanique par anodes sacrificielles ont été utilisés :

- en reliant les deux torons d’acier avec une lame de zinc (le potentiel initial est de -900

mV vs SCE) immergée juste au dessous du niveau de l’eau ;

- en reliant les deux torons d’acier avec une anode commerciale à base de zinc dite

‘Renderoc galvashield CC’ (le potentiel initial est de –1000 mV vs SCE), fixée sur la

surface du béton en utilisant un mortier cimentaire très alcalin, et placée juste au

dessous du niveau de l’eau.

II.1.3 Contrôle de la protection galvanique

Les aciers ont été reliés à l’anode en utilisant un petit circuit électrique composé d’un

interrupteur, d’une résistance de 1Ω et d’un rhéostat, selon le schéma de la Figure II. 2.

Figure II. 2. Application du système de protection cathodique par anode sacrificielle (cas de l’anode de type CC)

L’interrupteur a été mis de façon à pouvoir régulièrement ouvrir le circuit et mesurer la

variation de potentiel ∆E (∆E = E(off = t1) – E(off = t0)) avec E(off = t1) : potentiel d’acier à

l’instant t1 après la coupure du courant galvanique et E(off = t0) : potentiel d’acier au moment

de la coupure). La résistance électrique, branchée en série avec le rhéostat, permet de vérifier

Par

tie im

mer

gée

Par

tie

inte

rméd

iair

ePar

tie n

on im

mer

gée

Anode (Renderocgalvashield CC)

Electrolyte (NaCl) 35 g/l

Résistance électrique

1 Ώ

Rhéostat

500

mm

Résine

Par

tie im

mer

gée

Par

tie

inte

rméd

iair

ePar

tie n

on im

mer

gée

Anode (Renderocgalvashield CC)

Electrolyte (NaCl) 35 g/l


1 Ώ

Rhéostat

500

mm

Résine

Interrupteur


82

à tout moment le courant traversant l’éprouvette. Le rhéostat sert à régler les valeurs de

densité de courant traversant l’éprouvette de l’anode vers les aciers

Pour l'efficacité de la protection, nous avons retenu des critères équivalents à ceux utilisés

pour le béton armé : une différence de potentiel supérieure à -800 mV vs SCE et une chute de

potentiel mesurée après 4 h de coupure du courant galvanique ∆E = E(off = 4h) – E(off = 0)

supérieure à 100 mV [141 - 144].

La protection galvanique a été mise en service dès l’immersion des éprouvettes.

II.1.4 Références des éprouvettes

Les notations qui ont été choisies pour identifier les éprouvettes et différencier le type

d’anode utilisé sont les suivantes :

- Eprouvettes Non Protégées, qui servent de référence : ENP ;

- Eprouvette Protégées par lame de Zinc : EPZ ;

- Eprouvettes Protégées par l’anode ‘Renderoc galvashield CC’ : EPC.

II.1.5 Bilan des éprouvettes en béton précontraint utilisées

Afin de couvrir les échéances prévues, et effectuer tous les mesures nécessaires, nous avons

utilisé en total 32 éprouvettes suivant le schéma de la Figure II. 3.

32

10

ENP

8 (EIS+RP) 2 (E)

EPZ EPC

1 éprouvette aux échéances (0,3,12,15,18,21,24,27) mois

1 (flexion 3 points, à la fin de l’épreuve)

11

8 (EIS+RP) 3 (E)



11

8 (EIS+RP) 3 (E)



32

10

ENP

8 (EIS+RP) 2 (E)

EPZ EPC



11

8 (EIS+RP) 3 (E)



11

8 (EIS+RP) 3 (E)



Figure II. 3. Organigramme pour les éprouvettes en béton précontraint utilisées


83

II.1.6 Préparation des éprouvettes pour effectuer les mesures

Pour chaque éprouvette, le relevé de potentiel de corrosion a été fait en quatre points, situés

sur la surface du béton (Figure II. 4). Les valeurs de potentiel de corrosion, Ecorr, obtenues à

chaque point, sont les moyennes de mesure effectuées sur 3 éprouvettes pour le type ENP, 4

éprouvettes pour le type EPZ et 4 éprouvettes pour le type EPC.

125 mm125 mm125 mm125 mm

Point 1 Point 2 Point 3 Point 4P

artie

im

mer

gée

Par

tie n

on

imm

erg

ée

Par

tie in

term

édia

ire

125 mm125 mm125 mm125 mm

Point 1 Point 2 Point 3 Point 4P

artie

im

mer

gée

Par

tie n

on

imm

erg

ée

Par

tie in

term

édia

ire

Figure II. 4. Présentation des points de mesures pour les éprouvettes en béton précontraint

Pour appliquer les mesures électrochimiques (résistance de polarisation et impédance

électrochimique), les éprouvettes ont été coupées en quatre parties égales de 12.5 cm de long

selon les lignes représentées en traits pointillés sur la figure II. 4. Seul le toron de 7 mm a été

contrôlé pour ces mesures.

II.2 EPROUVETTES MODELES

II.2.1 Matériaux utilisés

a . Ciment

Dans la plupart des travaux présentés dans l’étude bibliographique [7, 10, 12, 109] le ciment

utilisé dans les formulations de béton était un ciment Portland sans ajout (CEM I ) à teneur en

aluminates comprise entre 7 et 12%. Ce choix était justifié par le fait que de nombreux

ouvrages en béton armé fabriqués à partir de ce ciment se sont dégradés par corrosion.


84

Bien que pour des ouvrages en milieu marin la norme EN 206 impose l’utilisation d’un

ciment à teneur en aluminates limité (appellations PM ou PMES), nous avons tout de même

dans cette étude, en suivant la bibliographie, utilisé un ciment portland de type CEM I 52.5 R

(R 28 = 64.4 MPa) à teneur en aluminates élevées, dont les compositions chimiques et la

composition de Bogue sont données respectivement dans le Tableau II. 2 et le Tableau II. 3.

La teneur du ciment en clinker est de 96%.

Tableau II. 2. Composition chimique du ciment utilisé (en %)

SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O SO3 Cl- S-2

CEM I 52.5 R 19.70 5.20 2.36 63.67 2.56 0.71 0.15 3.22 0.03 0.01

Tableau II. 3. Composition de Bogue du ciment utilisé

C3S C2S C4AF C3A

CEM I 52.5 R 56.3 15.3 7.11 9.05

b . Granulats

Les granulats (sable et gravillon) utilisés sont des granulats siliceux alluvionnaires roulés

provenant de ballastières dans la vallée de la Garonne. Ils sont constitués de quartz en quantité

majoritaire, et de feldspaths, micas et chlorites en quantité minoritaire. D’après la norme

NF P 18-589, ces granulats sont classifiés « non réactifs » vis-à-vis de la réaction alcali -

granulat même si certaines phases sont potentiellement sensibles en milieu alcalin.

Le Tableau II. 4 montre les principales caractéristiques des granulats utilisés.

Tableau II. 4. Caractéristiques des granulats utilisés

Sable (0/4R) Gravillon (4/10R)

Masse volumique apparente 2620 kg/m3 2670 kg/m3

Masse volumique réelle 2670 kg/m3 2700 kg/m3

Absorption d’eau 1.8% 1.0%

Porosité - 2.7%

Sulfates 0.04% 0.03%

Soufre total 0.02% 0.03%

Chlorures 0.0001% 0.0001%

Alcalins actifs (Na2Oéquiv.) 0.0056% 0.0017%


85

II.2.2 Formulation de béton

La formulation de béton utilisé, détaillée dans le Tableau II. 5, présente un dosage en ciment

de 345 kg/m3 (légèrement supérieur à la valeur minimale de 330 kg/m3 proposée par la norme

ENV 1992.1.1 « Eurocode 2 » pour les structures placées dans un environnement marin).

Cette formulation correspond à celle d’un béton couramment utilisé en génie civil.

Tableau II. 5. Formulation du béton utilisé

II.2.3 Introduction des chlorures

L’étude bibliographique a montré que les travaux de laboratoire étaient généralement réalisés

sur des éprouvettes polluées soit par introduction de l’ion agressif (chlorure) dans l’eau de

gâchage, soit par immersion ou immersion –séchage des éprouvettes en béton durci dans une

solution de NaCl.

Le premier mode opératoire conduit à une corrosion rapide des aciers mais présente

l’inconvénient principal de ne pas reproduire les mécanismes naturels de réaction des espèces

agressives dans le béton. De plus, les ions chlore introduits dans l’eau de gâchage modifient

les cinétiques de prise et de durcissement des ciments (effet accélérateur), ce qui est

susceptible de modifier les hydrates et la composition de la solution interstitielle.

Le deuxième mode opératoire, plus contraignant du point de vue expérimental, présente

l’inconvénient de ne s’intéresser qu’à la migration d’une quantité limitée d’espèces d’ions

(Na+ et Cl-) ce qui n’est pas représentatif de la constitution du milieu marin. De plus, il est

moins rapide que le premier mode opératoire.

Nous avons donc choisi, en connaissance de cause, d’additionner les chlorures sous la forme

NaCl à l’eau de gâchage, à hauteur de 2% de Cl- par rapport au poids de ciment, afin

d’accélérer le mécanisme de corrosion des aciers dans le béton.

Composants Dosages

Sable (0/4 R) 850 kg/m3

Gravillon (4/10 R) 1000 kg/m3

Ciment CEM I 52.5 R 345 kg/m3

E/C 0.53


86

II.2.4 Préparation des éprouvettes

a . Préparation de la surface des aciers utilisés

Deux types d’aciers ont été utilisés :

- des aciers nervurés à haute adhérence, de 10 mm de diamètre ;

- des aciers lisses à haute résistance de 7 mm de diamètre, constituées de torons à 7 fils

semblables à ceux utilisées dans les poutrelles en béton précontraint.

Les aciers ont été coupés en morceaux de 14 cm de longueur. En dehors d’une longueur de 5

cm, délimitant la surface d’exposition, l’acier a été protégé de la corrosion par l’application

d’une peinture antirouille et d’un ruban adhésif. L’extrémité de la barre d’acier a été reliée à

un fil électrique (Figure II. 5). Les anodes sacrificielles ont été placées dans le béton en même

temps que les aciers.

Pour chaque type d’acier, on a fabriqué des éprouvettes avec des aciers corrodés et non

corrodés. Les aciers corrodés ont été soumis à des cycles d’immersion – séchage pendant 4

semaines (4 jours d’immersion dans une solution saline de NaCl suivis de 3 jours de séchage)

avant de les mettre dans le béton. La surface des aciers non corrodés a été nettoyée à l’aide

d’une solution de Clark. Les éprouvettes ayant des aciers non corrodés ont été utilisées pour

étudier l’efficacité de la prévention cathodique, alors que les éprouvettes ayant des aciers

corrodés ont été utilisées pour examiner l’efficacité de la protection cathodique.

b . Géométrie des corps d’éprouvettes

La Figure II. 5 montre une présentation schématique des éprouvettes sans anode sacrificielle.

100 mm

Peinture antirouille et ruban isolant

Surface active d’exposition

50 mm

30 mm

50 mm

10 mm

10 mm

béton

Fil électrique

100 mm

Peinture antirouille et ruban isolant

Surface active d’exposition

50 mm

30 mm

50 mm

10 mm

10 mm

béton

Fil électrique

Figure II. 5. Présentation schématique des éprouvettes modèles sans anode sacrificielle


87

Les éprouvettes préparées sont des éprouvettes cubiques de 10*10*10 cm. L’acier a été ancré

au centre de l’éprouvette sur une longueur de 9 cm et dépasse du béton de 5 cm.

c . Fabrication et conservation des éprouvettes

Les confections du béton et des éprouvettes ont été effectuées selon la procédure suivante :

- homogénéisation des granulats et du ciment, à sec, pendant 1 minute dans un malaxeur

à axe vertical ;

- introduction de l’eau de gâchage (avec NaCl) et malaxage pendant 2 minutes ;

- remplissage des moules cubiques en trois fois.

Après démoulage à 1 jour, toutes les éprouvettes ont été conservées pendant 28 jours dans une

chambre de conservation à 20° ± 1° C et 100% HR.

II.2.5 Application de la protection cathodique

Pour effectuer la protection cathodique par anode sacrificielle, deux types d’anodes ont été

utilisés : des barres de zinc dont le potentiel initial est de –950 mV vs SCE, et des anodes

commerciales ‘Renderoc Galvashield CC’ dont le potentiel initial est de –1000 mV vs SCE.

La Figure II. 6 montre le système de protection appliqué.

(a) Anode : Barre de zinc (b) Anode : ‘Renderoc Galvashield CC’

Figure II. 6. Système de protection cathodique par anode sacrificielle

35.35

mm

35.35

mm


Rhéostat

Barre de Zinc

Interrupteur

35.35

mm

35.35

mm


RhéostatRésistance électrique

Rhéostat

Barre de Zinc

Interrupteur

12.85

mm

12.85

mm

45 m

m


Rhéostat

65 mmanode ‘Renderoc galvashield CC’

Interrupteur

12.85

mm

12.85

mm

45 m

m


RhéostatRésistance électrique

Rhéostat

65 mmanode ‘Renderoc galvashield CC’

Interrupteur


88

Pour étudier l’influence de l'élévation de la polarisation des aciers, une autre série

d’éprouvette a été soumise à un courant électrique continu de faible densité (5 mA/m² d’acier

de la surface active) appliqué entre une maille de titane (anode), placée sur la surface du

béton, et l’acier à protéger (Figure II. 7).

+-

maille de titane

Rhéostat Résistance électrique 1Ω

Interrupteur

Alimentation

+-

maille de titane

Rhéostat Résistance électrique 1Ω

Interrupteur

Alimentation

Figure II. 7. Système de protection cathodique par courant imposé : application d’un courant continu de 5 mA/m² d’acier de la surface active

Les systèmes de protection (galvanique ou à courant imposé) ont été appliqués pendant 15

mois. Un circuit électrique composé d’une résistance électrique de 1 Ω, d’un rhéostat et d’un

interrupteur a été placé entre l’acier à protéger et le pole négatif de l’alimentation pour vérifier

et contrôler à tout moment le courant traversant l’éprouvette.

II.2.6 Références des éprouvettes

Les notations qui ont été choisies pour l’identification des éprouvettes, selon le type d’anode

utilisée, sont les suivantes :

- éprouvettes non protégées : (ENPHA) pour les éprouvettes d’acier à haute adhérence et

(ENPHR) pour les éprouvettes d’acier à haute résistance ;

- éprouvettes protégées par barre de Zinc : (EPZHA) pour les éprouvettes d’acier à haute

adhérence et (EPZHR) pour les éprouvettes d’acier à haute résistance ;

- éprouvettes protégées par l’anode ‘Renderoc Galvashield CC’ : (EPCHA) pour les

éprouvettes d’acier à haute adhérence et (EPCHR) pour les éprouvettes d’acier à haute

résistance ;

- éprouvettes protégées par maille de titane, utilisées seulement pour la protection

cathodique par courant imposé : (EPTHA) pour les éprouvettes d’acier à haute

adhérence et (EPTHR) pour les éprouvettes d’acier à haute résistance.


89

II.2.7 Bilan des éprouvettes modèles utilisées

Afin de couvrir les échéances prévues, et effectuer tous les mesures nécessaires, nous avons

utilisé au total 96 éprouvettes modèles, selon le diagramme de la Figure II. 8.

24x4

24, HA non corrodé

24, HR non corrodé

24, HA corrodé

24, HR corrodé

6 ENP 6 EPZ 6 EPC 6 EPT




24x4

24, HA non corrodé

24, HR non corrodé

24, HA corrodé

24, HR corrodé

6 ENP 6 EPZ 6 EPC 6 EPT6 ENP6 ENP 6 EPZ6 EPZ 6 EPC6 EPC 6 EPT6 EPT




Figure II. 8. Organigramme des éprouvettes modèles utilisées pour les mesures par les techniques EIS et Rp

Une éprouvette de chaque type a été mesurée à chaque échéance (0, 3, 6, 9, 12 et 15.mois de

traitement).

II.3 CARACTERISTIQUES DES ANODES UTILISEES

II.3.1 Lame et barre de zinc

Des lames de zinc (dimensions de 35*60 mm et épaisseur de 1 mm) ont été utilisées pour

protéger les éprouvettes de béton précontraint, et des barres de zinc (120 mm de longueur et 8

mm de diamètre) ont été utilisées pour protéger les éprouvettes modèles. Le potentiel initial

de ces anodes est respectivement de -900 mV vs SCE pour les lames de zinc, et -950 mV vs

SCE pour les barres.

Les avantages des anodes à base de zinc sont :

- un potentiel bien adapté à la protection de structures compactes en eau de mer,

- une fiabilité excellente, quel que soit le débit, même après un arrêt prolongé,

- un excellent rendement,

- une faible sensibilité aux salissures marines.

Les inconvénients des anodes à base de zinc sont :

- une portée limitée en raison de leur faible potentiel,

- une température d’utilisation limitée à 60°C,

- un coût A/an plus élevé que celui de l’aluminium (cas des ouvrages en mer),

- un poids spécifique élevé (7.14 103 kg/m3).


90

II.3.2 Renderoc Galvashield CC

L’anode Galvashield CC est une anode sacrificielle métallique commerciale, au zinc activé,

entourée d’un mortier cimentaire hautement alcalin, qui maintient dans ses pores une solution

avec un pH suffisamment élevé ; ce système est conforme à la norme EN 12-696.

L’anode Galvashield CC se présente sous la forme d’un cylindre de 65 mm de long et 45 mm

de diamètre destiné à une utilisation dans un béton dont l’épaisseur dépasse normalement 100

mm comme dans le cas de ponts, de piscines ou d’ouvrages en béton coulé sur chantier. Le

potentiel initial de cette anode est de -1000 mV vs SCE.

Les avantages de cette anode, d’après les fiches commerciales, sont donnés en annexe.

II.4 TECHNIQUES EXPERIMENTALES UTILISEES

II.4.1 Caractérisation du béton utilisé

a . Résistance à la compression

Des éprouvettes cylindriques de 110 mm de diamètre et 220 mm de hauteur ont été fabriquées

pour mesurer la résistance à la compression à 28 jours du béton utilisé pour fabriquer les

éprouvettes modèles.

A l’échéance d’essai, les deux surfaces d’appuis de l’éprouvette ont été surfacées au soufre

(mélange fondu de fleur de soufre et de sable siliceux fin appliqué par intermédiaire d’un

dispositif assurant la planéité et leur perpendicularité par rapport à la génératrice) afin que la

charge appliquée lors de l’essai de compression soit uniformément répartie.

L’essai de rupture a été réalisé conformément à la norme NF P 18-406 en utilisant une presse

hydraulique de 3000 kN de capacité, asservie en force par un système automatique qui permet

de contrôler la vitesse de chargement à 5 kN/s (soit 0.5 MPa/s).

La résistance obtenue pour le béton étudié est de 40 MPa.

b . Flexion simple (3 points)

Le dispositif permettant d’effectuer les essais statiques de flexion est une presse commandée

en circuit fermé avec une capacité de charge de 50 kN. Une vitesse d’augmentation de flèche

de 5 µm/min a été adoptée. Les éprouvettes de béton précontraint décrites ci-dessus sont

sollicitées en flexion 3 points avec une portée de 430 mm.


91

La Figure II. 9 montre la configuration de l’essai. L’essai est instrumenté pour comparer les

courbes charge - flèche entre les éprouvettes protégées et non protégées afin de déterminer si

l’application de courant galvanique pourrait influencer le comportement mécanique de ces

éprouvettes. La flèche de l’éprouvette est obtenue grâce à un capteur de déplacement LVDT

de course 2mm.

Capteur mesurant la flèche

500 mm

430 mm

Force Tige support

35 mm

70 mm

Capteur mesurant la flèche

500 mm

430 mm

Force Tige support

35 mm

70 mm

500 mm

430 mm

Force Tige support

35 mm

70 mm

Figure II. 9. Schéma du dispositif expérimental pour l’essai de flexion 3 points sur les sections de poutrelles en béton précontraint.

Le montage de ce système permet de s’affranchir des mesures parasites dues au tassement sur

les appuis et au point d’application de la charge. Le point de mesure de la flèche est choisi à

mi-travée de l’éprouvette, il se situe sur la surface basse de l’éprouvette.

c . Porosité accessible à l’eau

La porosité accessible à l’eau, dite porosité ouverte, est considérée comme un paramètre très

important vis-à-vis de la durabilité du béton car elle conditionne en grande partie le

mécanisme de pénétration des agents agressifs extérieurs.

La porosité ouverte peut être déterminée par la mesure de la porosité au mercure, par mesure

au pycnomètre au gaz, ou par saturation par un liquide mouillant. La méthode AFREM-AFGC

de saturation de l’échantillon par un liquide mouillant a été retenue pour cette étude, elle est

décrite en annexe 1.

Pour le béton utilisé dans la fabrication des éprouvettes modèles, la porosité mesurée à 28

jours est de 15%. Ce résultat correspond à celui d’un béton de bonne qualité, a priori durable

(en absence bien évidemment de chlorure dans le béton).

d . Teneur en ions chlorure

La concentration en ions chlore a été déterminée à partir de poudres de béton en accord avec

les modes opératoires recommandés par AFREM/RILEM (voir annexe 2).


92

Ces mesures ont été faites par potentiométrie en utilisant une solution de nitrate d’argent et

une électrode d’argent combinée.

e . Observations visuelles

Un vidéo microscope et un microscope électronique à balayage ont été utilisés pour observer

les changements des macro et micro structures du béton avant et après l’application de la

protection cathodique.

Pour l’observation microstructurale, l’éprouvette a été cassée par fendage, puis des fractures

de béton ont été prélevées dans les zones à étudier ; ces prélèvements ont été métallisés au

carbone avant observation par microscopie électronique.

II.4.2 Caractérisation électrochimique de l’acier

a . Potentiel de l’acier

La manière la plus simple d'évaluer le degré de corrosion d’un acier est de mesurer son

potentiel [100].

Cette mesure a été effectuée à l’aide d’une électrode de référence Cu-CuSO4 saturée,

branchée directement à un millivoltmètre à haute impédance (l’acier étant relié à l’autre borne

du millivoltmètre). A chaque échéance, le potentiel a été mesuré deux fois : juste après l’arrêt

du courant galvanique (E(off = 0 h)), et après 24 heures (E(off = 24 h)). Les valeurs de potentiels

sont ensuite exprimées par rapport à l’électrode au calomel saturé (SCE) afin de faciliter les

comparaisons et l’analyse des résultats.

Bien que le potentiel d’électrode de l’acier soit influencé par l’accessibilité de l’oxygène, il

nous indique l’état thermodynamique de l’armature au moment de la mesure. Cette mesure est

complémentaire de la mesure de résistance de polarisation de l’acier.

b . Impédance électrochimique de l’ensemble acier béton

La technique d’impédance électrochimique, ou EIS, a été appliquée selon une configuration à

trois électrodes en utilisant un potentiostat/galvanostat de marque VoltaLab PGZ-one relié à

un ordinateur (Figure II. 10). Une électrode saturée au calomel a été utilisée comme électrode

de référence, une maille de titane activée comme contre-électrode et finalement les barres

d'acier comme électrode de travail. De plus, les éprouvettes testées étaient toujours saturées

afin de diminuer la résistance électrique du béton. Un chiffon humide a été placé entre la

contre-électrode et l’éprouvette pour assurer le contact électrique.


93

Potentiostat

Contact électrode de travail

Contact contre-électrode

Contact électrode de référence

Tissu mouillé à l’eau

Ordinateur

Potentiostat

Contact électrode de travail

Contact contre-électrode

Contact électrode de référence

Tissu mouillé à l’eau

Ordinateur

Figure II. 10. Présentation schématique de la mesure des impédances électrochimiques

Les intervalles de fréquence et de capacité utilisés sont similaires à ceux proposés par Ford et

al [7] et Song et al [117]. La réponse du système béton-acier a été examinée sur un intervalle

de fréquences de 100 KHz à 10 mHz et la perturbation appliquée sur le système était de 10

mV pic à pic, appliquée à partir du potentiel de repos de l’acier. Les résultats ont été traités

par un logiciel spécial Zview 2.0.

Les spectres d’impédance ont été simulés à l’aide du circuit électrique équivalent représenté

sur la Figure II. 11. Ce circuit est formé de trois combinaisons d’une résistance et d’un

élément dit ‘constant phase element’ ou CPE, utilisé pour prendre en compte le comportement

non idéal de la capacité [145, 146].

Béton Eventuelle

couche d’oxydes

Processus de corrosion

Cc.α Coxy.α Cdl.α

Roxy RtcRc

Rs

Béton Eventuelle

couche d’oxydes



Roxy RtcRc

Béton Eventuelle

couche d’oxydes



Roxy RtcRc

Rs

Figure II. 11. Circuit électrique équivalent pour simuler les spectres d’impédance. Cx.α est un élément de CPE.

L’interprétation physique des éléments dans le circuit est la suivante :

- Rs est la résistance de la solution interstitielle des pores interconnectés,

- Rc et Cc sont respectivement la résistance et la capacité liées à la porosité fermée du

béton,


94

- Roxy et Coxy sont respectivement la résistance et la capacité de la couche d’oxydes

formée sur la surface d’acier,

- Rtc et Cdl sont respectivement la résistance au transfert de charge et la capacité

associée au phénomène de double couche.

Il existe des phénomènes qui ne sont pas pris en compte dans ce circuit comme le processus

de diffusion (impédance de Warburg) qui contrôle les mesures à basses fréquences. D’autres

circuits ont été proposés pour simuler les spectres d’impédance [117, 146], mais c’est ce

circuit qui a donné des diagrammes de Nyquist les plus stables et les plus représentatifs.

c . Résistance de polarisation

La technique de résistance de polarisation a été appliquée juste après l’application de la

technique EIS. L’appareil utilisé a été le même que celui utilisé pour la mesure de

l’impédance électrochimique.

La perturbation totale du système a été fixée à 40 mV à partir du potentiel d’électrode de

l’acier, 20 mV dans le sens cathodique et 20 mV dans le sens anodique. La vitesse de

balayage a été fixée à 12 mV/min pour les armatures actives et jusqu’à 6 mV/min pour les

armatures passives.

Cette technique a été appliquée après la technique de EIS afin de vérifier la chute ohmique

provoquée par la résistance électrique du béton mais n’a été appliquée que lorsque la

polarisation de l’acier protégé par le système de protection cathodique (galvanique ou par

courant imposé) avait disparu.


95

III. ESSAIS PRELIMINAIRES POUR LA MISE EN ŒUVRE DE LA

TECHNIQUE D’IMPEDANCE

III.1 INTRODUCTION

Comme indiqué dans la bibliographie, l’application de la technique EIS sur le système béton-

acier armé permet d’observer plusieurs arcs (demi-cercles).

La Figure II. 12 montre un exemple de diagrammes de Nyquist donnés par Ford et al [7].

Figure II. 12. Diagramme d’impédance tracé par Ford et al [7]

On remarque quatre arcs de caractères différents :

- l’arc aux basses fréquences (A) dont le maximum de sa composante imaginaire se

situe dans la gamme des mHz ;

- l’arc intermédiaire B qui peut être un arc distinct, mais peut souvent être comprimé par

l'arc A ;

- les arcs qui se forment à des fréquences plus élevées sont plus petits, D et C

seulement, ou D plus C.

Il est connu que les demi-cercles qui apparaissent aux fréquences intermédiaires et basses (B

et A) sont reliés à l’électrode (acier) alors que les demi-cercles aux hautes fréquences (C et D)

caractérisent la matrice de béton. Les paramètres essentiels que l’on peut extraire de ces arcs

sont les résistances et les capacitances.


96

L’origine des demi-cercles aux intermédiaires et basses fréquences a été raccordée à plusieurs

phénomènes :

- l’apparition d’un demi-cercle aux fréquences intermédiaires a été tout d’abord

attribuée à la croissance d’un film passif de Ca(OH)2 à la surface de l’acier [John,

Wenger, Zhang]. Cette hypothèse a ensuite été critiquée par [Crentsil, Hachani] car,

selon eux, ce demi-cercle apparaît seulement lorsqu’il y a des produits de corrosion à

la surface de l’acier. Par la suite, Ford [7] a observé ce demi-cercle en utilisant des

aciers sans produits de corrosion à la surface, placés dans une solution basique sans

Ca(OH)2. Selon lui, le demi-cercle aux fréquences intermédiaires caractérise un effet

d’interface due à la capacité de la double couche électrochimique à la surface d’acier

et à un processus de diffusion des ions en solution. Ce demi-cercle caractérise donc un

processus électrochimique qui se déroule à l’interface béton-acier (résistance au

transfert de charge/ double couche électrique).

- Le demi-cercle aux basses fréquences est associé aux phénomènes d’interface

béton-acier. [Andrade] a lié ce demi-cercle au processus de passivation de l’acier en le

décrivant comme un couple d’oxydation-réduction de Fe+2 à Fe+3. Dans le cas de

l’acier actif, la résistance au transfert de charge est liée à la résistance de polarisation.

Selon [Gu et Beaudoin], les données obtenues à partir d’un spectre d’impédance, et

particulièrement la résistance de polarisation, permettent seulement d’avoir une

caractérisation qualitative de la sévérité de corrosion de l’électrode étudiée. [Wenger,

Hachani] ont observé pour des aciers en état actif l’apparence de deux arcs distincts.

[Wenger] propose d’associer le diamètre du premier arc à un processus de transfert de

charge, et il a attribué le deuxième arc au processus de diffusion de l’oxygène à

l’interface béton-acier.

Afin de déterminer les différentes phases du système étudié selon les valeurs de capacitance,

un tableau a été fourni par Irvine et al [147], le Tableau II. 6 présentant la version modifiée

par Ford et al [7], pour un rapport de L/A égale de 1 cm-1 et A de 1 cm2 (où L est la longueur

de électrode étudiée et A sa surface de section) en prenant en compte la constante diélectrique

la plus élevée de la pâte de ciment (Єr = 80).

Ce qui est le plus important dans ce tableau, c’est la discrimination entre les capacitances qui

caractérisent le matériau cimentaire (basse capacité) et celles qui caractérisent l’acier

(capacité élevée).


97

Tableau II. 6. Valeurs de capacitances et leurs interprétations possibles [147]

Capacitance (F) Phénomène responsable

Origine Régime de fréquence

10-11 Matériau cimentaire Matériau cimentaire MHz

10-10 – 10-8 couches chargées

dans les vides internes

Matériau cimentaire KHz - MHz

10-7 – 10-4 Couche de produits Electrode mHz - Hz

10-4 Réactions

électrochimiques Electrode mHz

Afin d'observer les évolutions de réponse d’impédance pour des systèmes béton-acier, et de

spécifier l’origine de chaque demi-cercle et les paramètres qui l’influencent, nous avons

effectué des essais préliminaires sur différents systèmes béton-acier en prenant en compte les

paramètres suivants :

- le béton d’enrobage (épaisseur, type, âge) ;

- le type d’acier utilisé ;

- la présence des ions chlore ;

- la polarisation des aciers.

Pour ces essais, les éprouvettes étudiées sont :

- les éprouvettes modèles (en béton normal) décrites dans la section II.2, à savoir des

éprouvettes cubiques 10*10*10 cm avec des aciers à haute adhérence (HA ) ou à haute

résistance (HR),

- des éprouvettes prismatiques 5*5*10 cm (en béton normal), en utilisant la même

formulation de béton que pour les éprouvettes précédentes, avec les mêmes aciers à

haute adhérence et à haute résistance,

- des morceaux des poutrelles en béton précontraint de 10 cm de long, illustrées dans la

section II.1,

- des aciers HA et HR immergés dans une solution similaire de la solution interstitielle

du béton (SSI). Cette solution contient 0.1M NaOH et 0.17M KOH, pour correspondre

à un pH de 13.5, sans et avec 35 g/l de NaCl.

Les arcs reliés au béton d’enrobage aux hautes fréquences (D et C), peuvent être identifiés en

comparant les réponses d’impédance de système béton-acier (deux différentes épaisseurs du


98

béton d’enrobage, deux différents types de béton) avec celles de système "solution similaire

de la solution interstitielle du béton (SSI) - acier". Par contre, les demi-cercles reliés à

l’électrode, c'est-à-dire aux intermédiaires et basses fréquences (B et A), peuvent être

identifiés en changeant le type d’acier utilisé, en polarisant les aciers par courant électrique, et

/ou par la présence des ions chlore.

Les mesures d’impédance électrochimique EIS ont été effectuées conformément à la section

II.4.2. Les diagrammes d’impédance ont été tracés dans un intervalle de fréquence de 100

KHz à 10 mHz.

III.2 RESULTATS EXPERIMENTAUX PRELIMINAIRES

III.2.1 Béton d’enrobage

a . Epaisseur du béton d’enrobage

La Figure II. 13 montre les modifications des réponses d’impédance en changeant l’épaisseur

du béton d’enrobage. Les éprouvettes étudiées sont des éprouvettes modèles en béton normal

avec des aciers HA , l’épaisseur du béton d’enrobage étant de 2.5 cm ou de 5 cm.

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

5 cm

2,5 cm

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

5 cm

2,5 cm

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Figure II. 13. Diagrammes de Nyquist pour deux éprouvettes modèles avec acier HA , ayant des épaisseurs de béton d’enrobage différentes

Pour chaque éprouvette, on constate l’apparition de seulement deux demi-cercles qui

correspondent aux arcs C et A décrits dans la Figure II. 12. L’épaisseur d’enrobage

n’influence que le premier demi-cercle (aux hautes fréquences). La résistance électrique du

béton, qui peut être calculée à partir de la deuxième intersection de cet arc avec l’axe réel Z’,

augmente avec l’augmentation de l’épaisseur d’enrobage. Par contre l’autre demi-cercle qui

apparaît aux basses fréquences n’a pratiquement pas été modifié.


99

La Figure II. 14 montre la réponse d’impédance pour le même type d’acier immergé dans la

"solution similaire de la solution interstitielle du béton" (SSI).

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Oh

ms.

cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Oh

ms.

cm

²)

Figure II. 14. Diagrammes de Nyquist pour un acier HA immergé dans une solution représentative de la solution interstitielle du béton (SSI).

Le demi-cercle aux hautes fréquences a disparu. Ceci peut être expliqué par la conductivité

élevée et la capacitance relativement basse de la solution SSI. Par contre, on peut considérer

que le demi-cercle aux basses fréquences n’est pas influencé par l’absence du béton

d’enrobage, car cet arc est semblable aux demi-cercles aux basses fréquences de la Figure II.

13.

Les valeurs de la capacité électrique mesurées à la fréquence de relaxation sont de l’ordre du

milli Farad par cm² pour les demi-cercles aux basses fréquences. Ces valeurs élevées de la

capacité correspondent, selon le Tableau II. 6, aux phénomènes liés à l’électrode (aciers) et

plus précisément aux réactions électrochimiques à la surface d’acier. On peut donc penser à

associer ce demi-cercle à ces réactions.

Pour les demi-cercles aux hautes fréquences, les valeurs de la capacité sont de l’ordre du nano

Farad par cm². Ces valeurs faibles correspondent, selon le même tableau, au matériau

cimentaire. Il semble donc évident que ce demi-cercle caractérise bien la matrice de béton.

b . Type de béton d’enrobage

Pour montrer l’influence du type de béton d’enrobage, nous avons reporté sur la Figure II. 15

les courbes d’impédance pour : (a) une éprouvette de béton normal fabriqué avec un acier

HR, et (b) un morceau de poutrelle en béton précontraint. L’épaisseur d’enrobage est de 2.5

cm pour les deux éprouvettes.


100

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0 5000 10000 15000 200000

20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

0 50000 100000 150000 200000 250000 300000

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0 5000 10000 15000 200000

20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

0 50000 100000 150000 200000 250000 300000

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

(a) (b)

Figure II. 15. Diagrammes de Nyquist pour : (a) une éprouvette en béton armé avec acier HR, (b) une éprouvette de béton précontraint.

En comparant les demi-cercles aux hautes fréquences des éprouvettes en béton normal

fabriquées avec des aciers différents et ayant la même épaisseur d’enrobage (Figure II. 13 et

Figure II. 15 a) avec celui d’une éprouvette en béton précontraint (Figure II. 15 b), on peut

confirmer que la différence significative entre les valeurs de résistance électrique de béton (≈

3,5 K Ohms pour l’éprouvette en béton normal et ≈ 40 K Ohms pour l’autre éprouvette) est

liée au béton d’enrobage. Les valeurs de la capacité électrique, à la fréquence de relaxation,

pour ces deux demi-cercles aux hautes fréquences de la Figure II. 15 sont de l’ordre du nano

Farad. On constate donc à nouveau, d’après le Tableau II. 6, que le demi-cercle aux hautes

fréquences est lié au béton d’enrobage.

En ce qui concerne les demi-cercles aux basses fréquences, difficiles à comparer car on se sait

pas si l’état de surface des aciers au moment de la mesure est le même pour les deux

éprouvettes, les valeurs de capacité sont de l’ordre du milli Farad. En comparant les valeurs

de capacité et les indications du Tableau II. 6, on peut en déduire que ce demi-cercle

correspond aux réactions électrochimiques qui se déroulent à la surface de l’acier.

c . Age des éprouvettes

La Figure II. 16 montre l’évolution de Rb (Rb = Rc +Rs), Roxy et de Rct en fonction du temps,

dans le cas d’éprouvettes en béton normal sans chlorure, ayant 2.5 cm d’enrobage.

Où :

- Rb est la résistance électrique du béton d’enrobage (en Ohms.cm²) ;

- Rs est la résistance de la solution interstitielle des pores interconnectés (en Ohms.cm²),


101

- Rc est la résistance électrique liée à la porosité fermée du béton (en Ohms.cm²),

- Roxy est la résistance électrique de la couche d’oxydes formée sur la surface d’acier (en

Ohms),

- Rtc est la résistance au transfert de charge associée au phénomène de double couche

(en Ohms.cm²).

Rb

0

10000

20000

30000

40000

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77

Age d’éprouvette (jours)

Ohm

s.cm

²

Rb

0

10000

20000

30000

40000

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77


Ohm

s.cm

²

Roxy

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77


Oh

ms

Roxy

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77


Oh

ms


Oh

ms.

cm²

Rtc

0,00E+00

5,00E+04

1,00E+05

1,50E+05

2,00E+05

2,50E+05

3,00E+05

3,50E+05

4,00E+05

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77


Oh

ms.

cm²

Rtc

0,00E+00

5,00E+04

1,00E+05

1,50E+05

2,00E+05

2,50E+05

3,00E+05

3,50E+05

4,00E+05

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77

Figure II. 16. Evolution de Rb, Roxy et de Rtc en fonction de l’âge des éprouvettes modèles, sans chlorure, ayant 2.5 cm d’enrobage

Rb augmente régulièrement avec l’âge de béton pour atteindre 34300 Ohms.cm² à l’âge de 70

jours. Cette augmentation peut être justifiée par le durcissement et la structuration du béton

d’enrobage avec le temps d’hydratation.

Roxy augmente significativement pendant les 28 premiers jours puis se stabilise. La réponse

aux fréquences intermédiaires est associée aux réactions électrochimiques qui peuvent se

produire à l’interface entre l’acier et la solution interstitielle des pores. En absence de

corrosion, cette interface évolue seulement en fonction du degré d’hydratation. Les

modifications de Roxy pourraient ainsi être liées au changement de porosité à l’interface

solution de pores - acier du fait de l’hydratation du béton.


102

Le comportement de Rtc est plus complexe, puisqu’on observe une diminution pendant les

deux premières semaines, suivie d’une augmentation pendant les quatre semaines suivantes,

puis d’une autre diminution jusqu’à la fin de l’épreuve. Il n’y a donc pas de relation évidente

entre le changement de Rtc et l’âge du béton d’enrobage et on peut considérer, en première

approche, que Rtc est indépendant de l’âge du béton..

III.2.2 Type d’aciers

La Figure II. 17 montre les modifications de diagrammes de Nyquist selon le type d’acier

utilisé, soit coulé dans le béton normal, soit plongé dans la solution interstitielle simulée.

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000

HA, béton normal , 2,5 cm

HR, béton normal,2,5cm

HA,SSI

HR,SSI

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000

HA, béton normal , 2,5 cm

HR, béton normal,2,5cm

HA,SSI

HR,SSI

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Figure II. 17. Modification des diagrammes de Nyquist selon le type d’aciers non corrodés utilisés.

Le demi-cercle observé aux basses fréquences est associé à la formation d’une couche

passivante sur la surface de l’acier grâce au pH élevé de la solution interstitielle. Même s’il est

très difficile d’avoir un demi-cercle complet aux basses fréquences, les courbes obtenues

montrent que le type d’acier joue un rôle essentiel sur le volume de ces demi-cercles et que

leur comportement est indépendant de la présence du béton d’enrobage. Ainsi les valeurs de

capacités mesurées sont entre 0.1 et 5 milli Farad. Ces demi-cercles peuvent donc bien être

liés aux phénomènes d’interface béton-acier.

La Figure II. 18 montre les modifications des diagrammes de Nyquist dans le cas des aciers

corrodés et selon le type d’acier utilisé, soit coulés dans le béton normal (a), soit plongés dans

la solution interstitielle simulée (b).


103

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

50000

0 5000 10000 15000 20000

HA, béton armé,2,5cm

HR, béton armé,2,5cm

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

50000

0 5000 10000 15000 20000

HA,SSI

HR,SSI

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

50000

0 5000 10000 15000 20000

HA, béton armé,2,5cm

HR, béton armé,2,5cm

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

50000

0 5000 10000 15000 20000

HA,SSI

HR,SSI

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

(a) (b)

Figure II. 18. Modification des diagrammes de Nyquist en utilisant des aciers corrodés (a) enrobés dans le béton d’enrobage 2.5 cm, et (b) immergés dans la solution SSI.

L’utilisation des aciers corrodés conduit dans tous les cas (avec et sans béton d’enrobage) à

l’apparition d’un demi-cercle aux fréquences intermédiaires. Le fait que cet arc apparaisse

même dans le cas où les aciers sont immergés directement dans la solution SSI (qui ne

contient pas d’ions Ca++), accrédite la théorie de la formation de produits sur la surface, sans

que ce ne soit une couche de Ca(OH)2. Ainsi, on peut penser que ces demi-cercles sont

associés à l’existence de produits de corrosion sur la surface d’acier. La Figure II. 18 indique

aussi que les diamètres des demi-cercles aux fréquences intermédiaires pour les aciers

corrodés immergés dans la solution SSI sont plus petits que ceux de ces mêmes aciers

lorsqu’ils sont enrobés dans le béton.

Les valeurs de résistance mesurées à partir de ces demi-cercles aux fréquences intermédiaires

sont de l’ordre de la dizaine d’Ohms. Ces valeurs sont proches de celles attribuées au béton

d’enrobage. D’autre part, les valeurs de capacité de ces demi-cercles sont de l’ordre du

µF/cm², ce qui indique, selon le Tableau II. 6, un phénomène d’électrode lié à la couche

formée sur la surface d’acier. Dans ce cas étudié, cet arc présente donc une résistance dont la

valeur correspond au béton d’enrobage, alors que la capacitance est liée aux aciers. Il est donc

associé aux réactions électrochimiques interfaciales.

En comparant les demi-cercles aux haute fréquences obtenus avec des aciers corrodés avec

ceux obtenus avec les mêmes aciers mais non corrodés (pour le même type d’éprouvettes), on

constate que ces demi-cercles sont indépendants de l’état dans lequel se trouve la surface de

l’acier. Par contre, l’utilisation des aciers corrodés a diminué les rayons des demi-cercles aux

basses fréquences (Figure II. 17 et Figure II. 18). Autrement dit, les aciers corrodés ont une


104

résistance au transfert de charges plus petite que celle des aciers non corrodés, quel que soit le

milieu qui les entoure (béton ou SSI).

III.2.3 Présence des ions chlore

La Figure II. 19 montre l’influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un

acier de type HA immergé dans une solution SSI.

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000

HA SSI sans Cl

HA SSI avec Cl

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

0 5000 10000 15000 20000

HA SSI sans Cl

HA SSI avec Cl

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Figure II. 19. Influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un acier de type HA immergé dans une solution SSI.

On constate que la présence de chlorure diminue le rayon du demi-cercle aux basses

fréquences, ce qui peut être expliqué par le rôle des ions chlore dans l’accélération du

processus des réactions électrochimiques.

De plus, un demi-cercle aux fréquences intermédiaires apparaît en présence des ions chlore,

ce qui peut être expliqué par la destruction du film passif (qui s’était formé à la surface de

l’acier grâce au pH élevé de la solution d’immersion), et/ou par la modification des oxydes

formés sur la surface de l’acier.

La Figure II. 20 montre l’influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un

acier de type HA enrobé dans le béton.

Contrairement au cas d’acier plongé directement dans la solution SSI, on ne remarque pas

l’apparition de demi-cercle aux fréquences intermédiaires dans le cas de l’acier enrobé dans le

béton. Par contre, la présence des ions chlore influence le demi-cercle aux basses fréquences

de la même manière que dans le cas précédent. Elle engendre aussi une diminution de la

résistance électrique du béton d’enrobage car elle augmente la conductivité électrique de la

solution interstitielle


105

0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

0 20000 40000 60000 80000 100000 120000

Sans Cl

Avec Cl

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

0 20000 40000 60000 80000 100000 120000

Sans Cl

Avec Cl

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Figure II. 20. Influence des ions chlore sur les diagrammes de Nyquist pour un acier de type HA enrobé dans le béton.

III.2.4 Polarisation de l’acier

Afin de déterminer l’influence de la polarisation des aciers (de type HA et HR) sur

l’évolution des demi cercles, nous avons fait une comparaison entre les diagrammes de

Nyquist des aciers polarisés ou non, dans le cas où ils sont immergés dans la solution SSI. La

Figure II. 21 montre les résultats pour les aciers de type HA (a), et pour les aciers de type HR

(b). La polarisation de ces aciers résulte de l’application d’un courant électrique de faible

densité, à savoir 5 mA/cm² de la surface d’acier.

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000

HA, 0 mA/cm²

HA, 5 mA/cm²

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

HR, 0 mA/cm²

HR, 5 mA/cm²

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000

HA, 0 mA/cm²

HA, 5 mA/cm²

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

HR, 0 mA/cm²

HR, 5 mA/cm²

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

(a) (b)

Figure II. 21. Influence de la polarisation d’aciers immergés dans la solution SSI, (a) acier de type HA , (b) acier de type HR

On constate que cette polarisation modifie l’allure des demi-cercles aux basses fréquences.

Leur rayon s’accroît indiquant une résistance au transfert de charge Rtc plus importante. On

peut donc estimer que la vitesse du processus de corrosion a diminué.

De plus, en apposant le courant électrique, les arcs aux fréquences intermédiaires ont disparu

(ils existaient avant l’application du courant, Figure II. 21.b), ce qui signifie que le courant


106

pourrait repassiver la surface de l’acier ou modifier la composition de la couche d’oxydes

formée sur la surface de l’acier.

III.3 CONCLUSIONS

Les résultats précédents prouvent que les diagrammes d’impédances des systèmes béton-acier

peuvent être modifiés par des changements de paramètres.

Les commentaires ci-après peuvent être faits :

- le demi-cercle aux hautes fréquences est associé à la matrice cimentaire. Sa résistance,

Rb, augmente avec l’augmentation de l’épaisseur d’enrobage et en fonction de son âge

(degré d’hydratation). En revanche, cette résistance diminue en présence des ions

chlore. Les valeurs de capacité mesurées sont de l’ordre du nano Farad par cm²,

valeurs caractéristiques du béton d’enrobage d’après la bibliographie.

- le demi-cercle aux fréquences intermédiaires n’apparaît pas dans tous les cas. Les

valeurs de capacité mesurées sont de l’ordre du micro Farad par cm², caractéristiques

des couches formées sur la surface d’acier. Sa résistance électrique, Roxy, augmente en

fonction de l’âge du béton. Ceci pourrait être lié au changement de porosité à

l’interface béton-acier. La présence des ions chlore modifie le diamètre de ce demi-

cercle alors que la polarisation des aciers, qui peut influencer le déroulement des

réactions électrochimiques et modifier la couche d’oxydes sur la surface d’acier, fait

disparaître ce demi-cercle. D’autre part, ce demi-cercle est lié à la formation des

produits de corrosion sur la surface des aciers car il a été toujours observé pour les

aciers corrodés, la présence du béton d’enrobage augmentant son diamètre.

Ce demi-cercle peut donc être lié à la fois à la couche d’oxydes passivante formée sur

la surface d’acier et à la formation des produits de corrosion. Le béton d’enrobage peut

modifier légèrement la valeur de sa résistance.

- le demi-cercle aux basses fréquences est indépendant du béton d’enrobage, il est lié

seulement au processus de corrosion. Les valeurs de résistances qui sont de l’ordre du

milli Farad sont caractéristiques des réactions électrochimiques à la surface de l’acier.

Le changement de type d’acier modifie ses caractéristiques. Sa résistance, Rtc, diminue

lorsque les aciers sont corrodés ou en présence d’ions chlore. La polarisation des

aciers augmente cette résistance indiquant une passivation ou, au moins, un

ralentissement du processus de corrosion.


107

IV. CONCLUSION

L’objectif de ce travail de recherche consiste à étudier l’efficacité de la protection et de la

prévention cathodique, et plus spécialement de la protection et de la prévention galvanique,

sur des poutrelles en béton précontraint et aussi sur des éprouvettes modèles fabriquées avec

des aciers non corrodés (prévention cathodique) et des aciers corrodés (protection

cathodique).

Le premier objectif de ce chapitre était de déterminer les paramètres des éprouvettes étudiées,

leur confection, la mise en œuvre des procédés de protection, les caractéristiques des anodes

utilisées, et les modèles de mesures.

Afin d’accélérer la corrosion des aciers des poutrelles en béton précontraint, nous avons

choisi de les immerger partiellement dans une solution agressive riche en chlorure (35 g/l

NaCl). Ce type d’immersion nous permet d’avoir trois zones différentes vis-à-vis du risque de

corrosion, une zone immergée avec un accès en oxygène limité, une zone intermédiaire où il

doit y avoir diffusion de chlorure et d’oxygène et une zone non immergée où la diffusion de

chlorure est nul. Pour les éprouvettes modèles nous avons choisi d’accélérer la corrosion des

acier en introduisant des ions chlore (2% ppc) dans l’eau de gâchage du béton.

Un courant galvanique, qui offre aux aciers un potentiel inférieur à -800 mV vs SCE et une

dépolarisation supérieure à 100 mV après un temps de 4 heures, a été appliqué sur des

poutrelles en béton précontraint et sur des éprouvettes modèles. Un autre système de

protection par courant imposé de densité 5mA/m² de la surface active de l’acier a été appliqué

sur des éprouvettes modèles.

Le deuxième objectif de ce chapitre était de présenter quelques résultats préliminaires destinés

à étudier les évolutions de la réponse d’impédance du diagramme de Nyquist pour des

systèmes béton-acier. Les résultats préliminaires permettent de bien comprendre les

paramètres qui peuvent influencer les demi-cercles aux différents intervalles de fréquences.

Dans la suite de ce mémoire, nous nous baserons sur ces résultats pour préciser les causes des

modifications mises en évidence par les techniques non destructives d’impédance

électrochimique.

Chapitre 3. Efficacité de la protection galvanique appliquée aux éléments en béton précontraint

108


109

CHAPITRE 3 :

EFFICACITE DE LA PROTECTION GALVANIQUE

APPLIQUEE AUX ELEMENTS EN BETON PRECONTRAINT


110

I. INTRODUCTION

Pour lutter contre la corrosion des armatures, la protection cathodique est une technique

électrochimique de maintenance de plus en plus appliquée sur des ouvrages en béton armé.

Cependant, elle n’est actuellement pas recommandée pour les ouvrages en béton précontraint

car plusieurs incertitudes persistent sur ses effets secondaires : risques de fragilisation par

hydrogène des aciers de précontrainte, de diminution d’adhérence entre l’acier et le béton et

d’accumulation d’ions K+ et Na+ près de l’armature. Cette accumulation d’alcalins pourrait

alors provoquer une accélération de la réaction alcali-granulat ou encore la dissolution des

chloroaluminates, des sulfoaluminates et des hydrates de gel (C-S-H).

L’application de la protection cathodique à un ouvrage peut être réalisée par un système

faisant appel à une alimentation électrique extérieure (dit « à courant imposé ») ou par un

couplage à une anode sacrificielle (protection « galvanique »). Dans ce chapitre, nous

considérons le cas de la protection cathodique par anode sacrificielle (protection galvanique)

appliquée à des éléments de béton précontraint. Nous nous attachons plus particulièrement à

l’efficacité de cette technique et à l’observation de ses éventuels effets secondaires négatifs.

Dans la mesure où l’applicabilité de cette technique nécessite un environnement avec un

minimum d’humidité, nous plaçons cette étude dans le cadre des ouvrages exposés à un

milieu marin. Nous avons donc choisi d’exposer les bétons à l’agent agressif le plus fréquent

dans ce milieu, le chlorure de sodium (voir système d’exposition dans le chapitre précédent).

Premièrement, nous analyserons l’évolution du comportement électrochimique de l’acier

avant et pendant le traitement d’application du système de protection. Pour cela, le potentiel

de corrosion de l’acier, sa résistance de polarisation (afin de déterminer la vitesse de corrosion

d’acier), et l’évolution de la matrice et de l’interface acier-béton suivie par spectroscopie

d’impédance électrochimique (EIS) ont été effectués au moyen des techniques décrites dans

le chapitre précédent. De plus, la concentration en ions chlorure près de la surface des aciers a

été déterminée.

Deuxièmement, nous présenterons quelques examens visuels afin de comparer les résultats

obtenus à partir des mesures électrochimiques avec l’état réel de l’évolution de la corrosion.

Enfin, nous donnerons les résultats obtenus lors des essais de flexion 3 points appliqués aux

poutrelles en béton précontraint, afin de savoir si l’application du courant galvanique a affecté

le comportement mécanique des poutrelles utilisées.


111

II. EVOLUTION DES PARAMETRES ELECTROCHIMIQUES

II.1 POTENTIEL DE L ’ACIER

Comme nous l’avons mentionné dans le chapitre I section (2.5), l’interprétation des mesures

de potentiel de l’acier doit tenir compte de plusieurs facteurs comme les concentrations en

oxygène et en chlorures, et la résistivité électrique du béton. La méthode utilisée pour

effectuer le relevé de potentiel de l’acier est décrite dans le chapitre II section (II.5.2.1). Dans

cette sous-section, nous allons suivre l’évolution du potentiel de l’acier pour toutes les

éprouvettes en béton précontraint.

II.1.1 Dépolarisation des aciers

La Figure III. 1 montre un exemple de la dépolarisation des aciers en fonction du temps de

déconnexion de l’anode sacrificielle (toff), pour les différents points de mesures d’une

éprouvette en béton précontraint. Dans cet exemple, le système de protection (anode type CC)

avait été appliqué durant 8 mois avant cette déconnexion. Les courbes de dépolarisation

donnent les valeurs de potentiel de l’acier au moment de la protection, et la durée durant

laquelle la polarisation des aciers reste assez importante pour assurer une protection efficace.

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

0 60 120 180 240 300 360 420 480 540 600

Temps (minutes)

Eco

rr (m

V v

s S

CE

)

EPC point 1 EPC point 2

EPC point 3 EPC point 4

lissage point 1 lissage point 2

lissage point 4

Figure III. 1. Dépolarisation des aciers en fonction du temps à partir de la déconnexion de l’anode sacrificielle (toff) – cas des éprouvette de type EPC, après 8 mois de protection


112

A partir de cette figure, les commentaires suivants peuvent être effectués :

- pour les points 1 et 2, correspondants à la partie immergée, on constate une petite

augmentation du potentiel pendant les deux premières heures de déconnexion. Ensuite,

le potentiel reste quasiment stable sur toute la période d’observation. A partir d’une

valeur initiale identique, on peut noter que les potentiels au point 2 évoluent ensuite

avec des valeurs moins négatives, de 100 mV à 50 mV, que celles du point 1.

La différence de potentiel à 4 heures ∆E = E(toff = 4 h) - E(toff = 0 h) est voisine de 200 mV

dans un cas et 150 mV dans l’autre (on peut approcher la relation entre le potentiel et

le temps de mesure à la fonction logarithmique : E(t) = a ln t + b ; où a = 39,6 pour le

point 1 et 48,9 pour le point 2, et b = -800 pour les deux points ;

- pour le point 3, situé juste au dessus du niveau de solution saline, la dépolarisation est

plus importante. Pour l’éprouvette de type EPC, on remarque une augmentation du

potentiel de 105 mV entre toff = 10 minutes et toff = 50 minutes. Puis une stabilité

jusque toff = 130 minutes. Après, une autre augmentation est visible de -502 mV vs

SCE à toff = 130 minutes à -207 mV vs SCE à toff = 225 minutes. Ensuite, le potentiel

se stabilise entre -195 et -225 mV vs SCE. La différence de potentiel à 4 heures

∆E = E(4 h) - E(0 h) est de 400 mV ;

- pour le point 4, correspondant à la partie non immergée, le potentiel reste fixe autour

de -183 mV vs SCE. Pour ces éprouvettes, cette valeur est voisine de celle obtenue sur

les éprouvettes non protégées ENP, ce qui signifie que le courant de protection n’a

pas, dans cette zone, d’influence sur la polarisation de l’acier.

Ainsi, à l’échéance de 8 mois, compte tenu de la différence de potentiel entre 0 et 4 heures

toujours supérieure à 100 mV, on peut estimer que les aciers sont protégés (si on conserve le

critère établi pour le béton armé).

En ce qui concerne les autres types d’éprouvettes, les valeurs de potentiels mesurées pour les

éprouvettes de type EPZ, par exemple, sont plus négatives que celles mesurées pour les

éprouvettes de type EPC au même instant, mais leur changement en fonction de temps est

similaire.

II.1.2 Evolution du potentiel de l’acier

Les Figure III. 2, Figure III. 3 et Figure III. 4 montrent l’évolution des valeurs de potentiel de

l’acier en fonction de la durée de l’application du traitement (immersion partielle dans la

solution chlorurée, avec ou sans protection galvanique), pour les différents points de mesure.


113

La mesure a été effectuée sur 3 éprouvettes du type ENP et sur 4 éprouvettes de chaque autre

type pendant 27 mois de protection. Les valeurs initiales de potentiel sont très proches de -150

mV vs SCE, ce qui correspond à l’acier dans un état passif.

a . Cas du point 1 (partie immergée et accès en oxygène limité)

La figure III.2 montre l'évolution des moyennes de potentiel de l’acier en fonction du temps

d’exposition à toff = 0 h (juste après la déconnexion de l’anode sacrificielle), notées E(toff = 0 h) ,

ainsi qu’à toff = 24 h (24 heures après la déconnexion de l’anode), notées E(toff = 24 h).

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps d'exposition (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPZ (toff = 24 h) EPC (toff = 24 h)

EPZ (toff = 0h) EPC (toff = 0 h)

ENP

Figure III. 2. Evolution des moyennes de E(toff = 0 h) et de E(toff = 24 h) en fonction de temps d’exposition au point 1.

On observe :

- une diminution rapide des potentiels dès le premier mois d’immersion dans la solution

saline pour l’ensemble des éprouvettes. Ceci peut être relié au changement d’humidité

et à l’accessibilité limitée de l’oxygène du fait de l’immersion ;

- pour les potentiels E(toff = 0 h), on constate que les éprouvettes EPC présentent une

chute de potentiel plus importante le premier mois d’immersion (potentiel inférieur à -

650 mV vs SCE) avant de stagner pendant toute la durée de l’épreuve. Les valeurs de

potentiel des éprouvettes EPZ continuent à diminuer légèrement, selon une allure


114

similaire à celle des courbes présentant E(toff = 24 h), pour atteindre des valeurs très

proches de celles des éprouvettes EPC.

- Pour les potentiels E(toff = 24 h), les évolutions des éprouvettes protégées sont

semblables, voire identiques, à celles des éprouvettes non protégées : une diminution

rapide durant le premier mois d’immersion où les potentiels sont voisins de -400 mV

vs SCE, puis une diminution lente jusqu’ à la fin de l’épreuve pour atteindre des

valeurs proches de -600 mV vs SCE.

La différence de potentiel, notée ∆E (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h), est donnée dans le

Tableau III. 1, les valeurs moyennes étant obtenues à partir des courbes de la Figure III. 2.

Tableau III. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement, point 1 (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))

Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

1 168 257 15 118 125

2 159 228 16 116 122

3 153 210 17 114 118

4 148 196 18 112 115

5 144 185 19 111 111

6 141 176 20 109 108

7 137 168 21 108 105

8 134 161 22 106 102

9 131 155 23 105 99

10 129 149 24 103 97

11 126 143 25 102 94

12 124 138 26 101 92

13 122 134 27 100 89

14 120 129

Nous avons ainsi obtenu un écart supérieur à 100 mV durant toute la période de traitement

pour les éprouvettes dénommées EPZ et jusqu’au 23ème mois de traitement pour les

éprouvettes dénommées EPC.

Ainsi, d’après les critères établis pour le béton armé, les éprouvettes EPZ seraient protégées

durant les 27 premiers mois alors que les éprouvettes EPC ne seraient protégées que 23 mois.


115

b . Cas du point 2 (accès en oxygène limité, partie immergée, situé juste à coté de l’anode

sacrificielle)

Les résultats de l'évolution des moyennes de potentiel de l’acier en fonction du temps

d’exposition pour le point 2 sont reportés sur la Figure III. 3.

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


E (m

V v

s S

CE

)



ENP

Figure III. 3. Evolution des moyennes de E(toff = 0 h) et de E(toff = 24 h) en fonction de temps d’exposition au point 2.

Nous pouvons faire les observations suivantes :

- l’ensemble des potentiels diminue rapidement au cours du premier mois, que les

éprouvettes soient protégées ou non ;

- pour les potentiels E(toff = 0 h) des éprouvettes protégées, ils diminuent fortement

pendant le premier mois d’immersion de -150 mV vs SCE jusqu’à environ -700 mV vs

SCE pour EPC et environ -650 mV vs SCE pour EPZ. Ensuite ces potentiels se

stabilisent pour les éprouvettes EPC alors qu’ils continuent à diminuer très légèrement

pour les éprouvettes EPZ ;

- pour les potentiels E(toff = 24 h) des éprouvettes protégées, ils évoluent sensiblement de

la même manière pour les deux anodes ; ils baissent rapidement au cours du premier

mois à environ -470 mV vs SCE, puis très lentement jusqu’à la fin de l’épreuve ;


116

- pour les éprouvettes non protégées, la diminution des potentiels au point 2 est moins

importante que celle au point 1. Ceci pourrait être expliqué par la possibilité d’avoir

un accès d’oxygène un peu plus important à la surface d’acier au point 2 ;

- les éprouvettes non protégées présentent, contrairement à ce qui a été observé au point

1, un potentiel supérieur à ceux mesurés à 24 heures sur les éprouvettes protégées.

Cela peut provenir d’une polarisation rémanente des éprouvettes protégées, lié à la

proximité de l’anode sacrificielle.

Les écarts moyens des potentiels ∆E après coupure, entre 0 et 24 heures, sont donnés dans le

Tableau III. 2.


Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

1 170 245 15 108 175

2 156 229 16 106 173

3 148 219 17 105 172

4 141 211 18 103 170

5 136 205 19 101 168

6 132 201 20 100 167

7 128 196 21 99 165

8 125 193 22 97 164

9 122 190 23 96 163

10 119 187 24 95 161

11 116 184 25 94 160

12 114 182 26 92 159

13 112 179 27 91 158

14 110 177

Nous avons obtenu un écart supérieur à 100 mV sur toute la période de l’épreuve pour les

éprouvettes dénommées EPC et jusqu’au 21ème mois de traitement pour les éprouvettes

nommées EPZ.

Contrairement au cas précédent, d’après les critères établis pour le béton armé, les éprouvettes

EPZ seraient protégées uniquement les 20 premiers mois alors que les éprouvettes EPC

seraient protégées beaucoup plus que 27 mois.


117

c . Cas du point 3 (situé juste au-dessus de la solution, avec diffusion de chlorure et

d’oxygène facilitée)

Les résultats de l'évolution des moyennes de potentiel de l’acier en fonction du temps

d’exposition pour le point 3 sont reportés sur la Figure III. 4.

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


E (m

V v

s S

CE

)



ENP

Figure III. 4. Evolution des moyennes de E(t off = 0 h) et de E(t off = 24 h) en fonction de temps d’exposition au point 3.

Cette figure amène les commentaires suivants :

- les potentiels mesurés à toff = 0 h diminuent rapidement dès le premier mois de

traitement pour atteindre les valeurs voisines de -475 mV vs SCE pour les éprouvettes

EPZ et de -505 mV vs SCE pour les éprouvettes EPC, avant de stagner.

- les potentiels E(toff = 24 h) sont identiques pour les deux types d’éprouvettes protégées.

Ils présentent une diminution constante, mais importante (de -150 à -350 mV vs SCE

entre 0 et 27 mois), sur toute la période de suivi et sont toujours moins négatifs que le

potentiel des éprouvettes non protégées (varie de -150 à -425 mV vs SCE entre 0 et 27

mois).

La différence moyenne ∆E entre les potentiels E(toff = 24 h) et E(toff = 0 h) est présentée dans le

Tableau III. 3.


118


Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

Temps de traitement

en mois

∆E (mV) EPZ

∆E (mV) EPC

1 298 409 15 221 293

2 292 394 16 216 287

3 286 382 17 212 281

4 280 372 18 207 276

5 274 363 19 203 270

6 268 354 20 198 265

7 262 346 21 194 260

8 256 339 22 190 255

9 251 331 23 186 249

10 246 324 24 181 244

11 241 318 25 177 240

12 236 311 26 173 235

13 231 305 27 169 230

14 226 299

Pour toutes les éprouvettes, la différence de potentiel entre 0 et 24 h est supérieure à 100 mV

(même à 150 mV). Même si les valeurs diminuent avec le temps de traitement, on peut

considérer que, pour le point 3, la protection galvanique est efficace.

d . Cas du point 4, (partie non immergée, pas de diffusion de chlorure, accès oxygène

facilité)

L'influence de la protection à ce point de mesure étant nulle (aucune différence significative

entre éprouvettes non protégées et éprouvettes protégées), nous ne présenterons donc pas

graphiquement l'évolution des potentiels à ce point. La valeur finale du potentiel d’acier à ce

point est supérieure à -200 mV vs SCE pour toutes les éprouvettes.


119

II.2 VITESSE DE CORROSION

La vitesse de corrosion des aciers a été suivie par la technique de résistance de polarisation

détaillée dans le chapitre I et le chapitre II. Les valeurs du courant de corrosion icorr sont

présentées sous la forme de densité de courant, en µA/cm² de la surface active d’acier.

Afin de calculer icorr nous avons utilisé la relation de Stern et Geary (icorr = B/Rp) [101]. Dans

cette relation, différentes valeurs de B (qui dépendent des pentes des droites de Tafel) sont

prises en compte suivant l’état des aciers. Nous retiendrons les valeurs suivantes :

- aux points 3 et 4, qui sont dans la partie non immergée, B = 26 si E(toff = 24 h) < -300

mV vs SCE, et B = 52 si E(toff = 24 h) > -300 mV vs SCE (considérant que les aciers sont

en état de corrosion actif lorsque leur potentiel est plus négatif que -300 mV)

- aux points 1et 2, qui sont dans la partie immergée B = 52 (considérant que les aciers

sont en état de corrosion passive)

Les Figure III. 5, Figure III. 6 et Figure III. 7 montrent l’évolution des densités de courant de

corrosion icorr mesurées respectivement aux points 1, 2 et 3, avant et pendant l’application du

courant galvanique.

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure III. 5. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps d’exposition, point 1 (classification d’état de corrosion d’après [102])


120

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


i corr

(µA

/cm

²)ENP EPZ EPC

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


i corr

(µA

/cm

²)ENP EPZ EPC

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure III. 6. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps d’exposition, point 2 (classification d’état de corrosion d’après [102])

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure III. 7. Evolution de la densité de courant de corrosion icorr en fonction du temps de protection, point 3 (classification d’état de corrosion d’après [102])

D’après ces figures, nous pouvons faire les commentaires suivants :

- au début de l’épreuve, avant immersion et application du système de protection, les

valeurs de densité de courant varient de 0.14 à 0.23 µA/cm2. Ces valeurs

correspondent aux aciers en état passif ou de corrosion faible (pour les bétons armés)

selon [102] ;

- au point 1 (Figure III. 5), la variation de icorr au cours du temps est très faible et elle

n’est pas influencée par l’application du courant galvanique. En général, les valeurs de

icorr obtenues à ce point restent dans le domaine de corrosion faible (d’après les valeurs


121

couramment admises pour les bétons armés), où très près de ce domaine, pendant les

27 mois de traitement. On peut penser que c’est l’absence d’oxygène au niveau de ce

point qui empêche (ou limite) la corrosion des aciers ;

- au point 2 (Figure III. 6), les valeurs de icorr sont aussi très faibles pour les éprouvettes

protégées alors qu’elles deviennent significativement plus élevées, après 21 mois de

traitement, pour les éprouvettes non protégées. Les valeurs de icorr des éprouvettes

protégées étant inférieures à celles des éprouvettes non protégées, on peut estimer que

la protection galvanique a diminué la vitesse de corrosion à ce point ;

- au point 3 (Figure III. 7), où il y a à la fois accessibilité de l’oxygène de l’air et

diffusion des ions chlore de la solution saline, la densité de courant de corrosion est

nettement plus élevée que dans les cas précédents. On peut aussi noter que l’influence

du courant galvanique se traduit par des valeurs de icorr pour les éprouvettes protégées

(EPZ et EPC) moins élevées que celles des éprouvettes non protégées ENP. Par

exemple, après 27 mois d’application de protection galvanique (terme des essais), les

valeurs de icorr sont de 3.57 µA/cm2 pour ENP, 1.62 µA/cm2 pour EPZ et 1.93 µA/cm2

pour EPC. Cependant, les valeurs de icorr des éprouvettes protégées après 27 mois de

traitement indiquent que les aciers sont dans le domaine de corrosion élevée (d’après

les valeurs couramment admises pour les bétons armés). Dans ce cas, la protection

galvanique n’a pas suffisamment protégé les aciers même si on doit considérer que

leur durée de vie est grandement améliorée.

II.3 RELATION « POTENTIEL - VITESSE DE CORROSION »

La Figure III. 8 montre la relation « E(toff = 24 h) – log icorr » obtenue au point 3.

E = -83,7 Log(i) - 312,7

-500

-400

-300

-200

-100

0

0,1 1 10

icorr (µA/cm²)

E (m

V v

s S

CE

)

Figure III. 8. Relation entre E(toff = 24 h) et icorr pour les poutrelles en béton précontraint, point 3


122

D’après cette figure, et en première approximation, on peut considérer que le potentiel

diminue de façon linaire avec l’augmentation du logarithme du courant de corrosion (la pente

est de -83.7).

Cette relation caractérise une faible cinétique de réaction cathodique, avec des changements

de cinétique de réaction anodique accompagnés de la destruction du film passif en provoquant

des changements à la vitesse de corrosion et au potentiel de l’acier [144].

L’effet d’un changement dans l’environnement local de l’acier passivé par la protection

cathodique est illustré dans la figure III.9.

Figure III. 9. Effet possible d’une augmentation de polarisation anodique pour un changement de 150 mV de potentiel de l’acier vers des valeurs plus positives.

Dans cet exemple, on suppose que la cinétique de réaction cathodique est décrite par la ligne

de tendance représentée dans la Figure III. 8 (correspond à la ligne A dans la Figure III. 9).

Dans ces conditions de corrosion, l’acier a un potentiel de corrosion mixte égal à -405 mV vs

SCE et se corrode à une vitesse de 3 µA/cm2 (point a). Au point a, la ligne B qui présente la

cinétique de réaction anodique est symétrique à la ligne A. Si on augmente la polarisation

anodique en augmentant le potentiel mixte de 150 mV (point b), on constate que cette

augmentation de potentiel conduit à un abaissement de la vitesse de corrosion jusqu’à

A

1 µA/cm²

1 µA/cm²

15 mV

90 mV150 mV

Fe → Fe+2 + 2 e -

O2 + 2H2O + 4e- → 4OH-

Fe+2 + 2 e -→ FeE0, a

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0,1 1 10Icorr (µA/cm² )

B

Augmentation de polarisation anodique induite par protection cathodique

B’B’’

a

b

c

E (

mV

vs

SC

E)


123

0.5 µA/cm². La ligne B’ présente la cinétique de réaction anodique après avoir augmenté le

potentiel de 150 mV. Cette ligne B’ peut être déterminée par les points b et c (qui correspond

au potentiel Eo,a) équivalent au potentiel réversible de la réaction anodique (ligne B’’).

L’application de la polarisation cathodique avec un courant de 1 µA/cm² (10 mA/m²) à l’acier

qui se corrode avec un courant de corrosion de 3 µA/cm² (point a) induit seulement une

diminution du potentiel de l’ordre de 15 mV et une diminution de la vitesse de corrosion

jusqu’à 2.7 µA/cm². Ceci est insuffisant pour protéger efficacement l’acier de la corrosion.

Par contre, un changement négatif plus important du potentiel, de l’ordre de 90 mV, aura lieu

si on applique un courant de protection de 1 µA/cm² au point b où icorr est égal à 0.5 µA/cm².

Donc l’application de la polarisation cathodique lorsque la vitesse de corrosion est

relativement petite provoque une augmentation de potentiel plus importante. Cette analyse

‘théorique’ explique que la protection cathodique pourrait provoquer une augmentation plus

significative de potentiel d’acier si on l’applique aux aciers ayant un potentiel de corrosion

moins négatif (aciers en état de corrosion passive ou faible).

II.4 IMPEDANCES ELECTROCHIMIQUES

La technique de spectroscopie d’impédances électrochimique, EIS, permet de calculer les

caractéristiques de l’interface acier-béton et du béton (voir chapitre I).

Dans cette section, nous allons présenter les évolutions des caractéristiques électrochimiques

du matériau béton et de l’interface acier-béton avant et en cours de protection. Les intervalles

de fréquence et de capacité utilisés sont similaires à ceux proposés par Ford et al [7] et Song

et al [117]. Les spectres d’impédance ont été simulés à l’aide du circuit électrique équivalent

représenté sur la Figure II. 11.

Nous allons donner ci-après les principales caractéristiques des diagrammes d’impédances et

leurs rapports aux phénomènes physiques et électrochimiques.

II.4.1 Diagrammes d’impédance

Avant l'application de l'EIS, les éprouvettes précontraintes ont été coupées en quatre parties

égales de 12.5 cm (voir Figure II. 4), puis les diagrammes d'impédance ont été enregistrés

pour les parties qui contiennent les points 2 (juste au-dessous du niveau de la solution

d’immersion) et 3 (juste au-dessus du niveau d’immersion).


124

Dans cette partie, nous présentons uniquement les diagrammes de Nyquist obtenus pour

chaque type d’éprouvettes au niveau du point 3. Pour analyser ces diagrammes, nous nous

basons sur les études bibliographiques et sur les essais préliminaires décrits dans le chapitre

précédent.

La Figure III. 10 présente les diagrammes de Nyquist au point 3 pour une éprouvette ENP.

(a)

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant essai

après 12 mois d'essai


(b)

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant essai


à 27 mois d'essai

Figure III. 10. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes ENP

(a) à fréquences basses et intermédiaires (b) à hautes fréquences

Ces diagrammes amènent les commentaires suivants :

- le diamètre de l’arc aux basses fréquences, caractéristique des phénomènes d’interface

acier-béton, a diminué au cours de la durée des essais (Figure III. 10 a). Cette

diminution pourrait être expliquée par le développement du processus de corrosion ;

- aux fréquences intermédiaires, on constate l’apparition d’un demi-cercle après 12 et

27 mois d’immersion (Figure III. 10 a). Ceci pourrait être expliqué par la formation


125

d’une couche de produits de corrosion à la surface de l’acier, conformément aux

hypothèses de [John, Wenger, Zhang] ;

- Les demi-cercles aux hautes fréquences, qui caractérisent le béton d’enrobage, ont des

comportements capacitifs non idéaux, tous les arcs étant inclinés vers l'axe imaginaire

Z’’ (Figure III. 10 b). Après 12 et 27 mois d’immersion, ces arcs se sont déplacés vers

l’axe imaginaire (Z’’ ). Cette évolution pourrait être reliée à la diminution de la

résistance électrique Rb (à savoir la résistance de l’électrolyte y compris la résistance

du béton) avec le temps d’immersion du fait de la présence de chlorure dans la

solution interstitielle qui augmente sa conductivité électrique.

Les diagrammes d’impédance pour les éprouvettes protégées cathodiquement sont donnés sur

les Figure III. 11 (éprouvettes EPZ) et les Figure III. 12 (éprouvettes EPC).

(a)

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant le traitement

à 12 mois de traitement


(b)

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant le traitement



Figure III. 11. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes EPZ



126

(a)

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant le traitement



(b)

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Z' (K Ohms)

Z''

(K O

hms)

avant traitement



Figure III. 12. Evolution en fonction du temps de traitement de la réponse d’impédance au niveau du point 3, pour des éprouvettes EPC


A partir de ces diagrammes, les commentaires suivants peuvent être effectués :

- les diagrammes obtenus pour les éprouvettes protégées sont différents de ceux obtenus

pour les éprouvettes non protégées ;

- la polarisation des aciers augmente les rayons des demi-cercles aux basses fréquences

en fonction du temps de protection (Figure III. 11 a et Figure III. 12 a). Autrement dit,

elle augmente la résistance au transfert de charge. Les aciers des éprouvettes protégées

présentent ainsi un risque de corrosion moins important ;

- aux fréquences intermédiaires, on constate l’apparition d’un demi-cercle pour les

éprouvettes EPC après 27 mois de protection (Figure III. 12 a).

Les essais préliminaires (chapitre II) nous indiquent que cet arc est lié soit à la

formation d’une couche d’oxydes sur la surface des aciers, soit à la formation de


127

produits de corrosion. Dans tous les cas, cet arc est associé à la réaction

électrochimique à l’interface acier-béton (résistance au transfert de charge/ double

couche électrique) selon [7].

L’absence de cet arc à l’échéance de 27 mois pour l’éprouvette de type EPZ (Figure

III. 11 a) et à l’échéance de 12 mois pour les éprouvettes de type EPC (Figure III. 12

a), peut soutenir l’hypothèse que la protection galvanique a aidé à la protection des

aciers de la corrosion ;

- les arcs aux hautes fréquences, qui ne concernent que le béton d’enrobage (résistance

et capacitance), ont été légèrement modifiés aussi bien pour les éprouvettes EPZ

(Figure III. 11 b) que pour les éprouvettes EPC (Figure III. 12 b).

Selon les résultats des essais préliminaires, le changement de la résistance électrique

du béton est dû soit au changement de concentration en ions chlorure dans l’électrolyte

soit à des changements microstructuraux correspondant à l’hydratation du mortier

cimentaire. Ce changement est normalement indépendant de la polarisation des aciers,

car on n’estime pas qu’un changement important des caractères physiques du béton

d’enrobage soit possible en appliquant un courant galvanique d’aussi faible densité, la

polarisation des aciers par le courant galvanique pouvant provoquer seulement un

mouvement ionique très limité à coté de la surface de l’acier.

Le fait que ces arcs subissent des petites modifications pourrait être aussi lié à un

contact imparfait des électrodes lors de la mesure. Ce contact imparfait ne peut

influencer que les demi-cercles aux hautes fréquences (nous avons remarqué ce

phénomène uniquement dans ce cas).

II.4.2 Résultats obtenus

Dans cette sous-section, nous présentons successivement les résultats caractéristiques

(résistance Rb et capacité Cc du béton d’enrobage, résistance Roxy et capacité Coxy de

l’interface acier-béton et résistance Rtc et capacité Ctl associés au processus de corrosion)

obtenus grâce aux diagrammes d’impédances effectués sur les parties correspondant aux

points 2 et 3.

a . Résistance Rb et capacité Cc du béton d’enrobage

La résistance Rb et la capacité Cc du béton d’enrobage ont été calculées à partir du premier

demi-cercle de chacun des diagrammes obtenus à chaque échéance. Le Tableau III. 4 montre

les valeurs obtenues au niveau des points de mesure 2 et 3.


128

Tableau III. 4. Evolution des valeurs de Rb et Cc aux points 2 et 3 des poutrelles en béton précontraint (n.m.= non mesuré)

Rb (KΩΩΩΩ.cm²) Cc (nF/cm²) Partie de poutre

Temps (mois) ENP EPZ EPC ENP EPZ EPC

0 43.5 38.9 52.9 80,3 66.5 61.0

3 27,6 22.8. 29.6 154.6 144.3 120.8

12 15.8 24.9 n.m 131.3 120.2 n.m

15 17.9 26.6 n.m 112.5 136.0 n.m

18 24.9 22.8 n.m 146.4 150.2 n.m

21 22.8 19.8 24.7 170,4 168.3 140.2

24 26.6 16.7 n.m 189.0 172.4 n.m Au

nive

au d

u po

int 2

27 24.8 18.6 n.m 210.0 169.7 n.m

0 59.7 28.7 37.9 67.6 68.3 72.3

3 53.5 38.0 40.8 71.8 74.4 70.7

12 49.4 42.4 47.6 75.6 70.6 82.6

15 39.8 54.5 43.3 83.3 67.6 90.7

18 44.3 48.4 63.3 88.7 69.7 95.0

21 47.9 54.1 67.0 86.2 79.1 99.7

24 49.4 42.3 24.1 89.0 80.0 104.0 Au

nive

au d

u po

int 3

27 44.8 47.4 40.7 92.7 85.6 101.4

A partir de ce tableau, on peut faire les commentaires suivants :

- les valeurs de résistance électrique du béton, Rb, évoluent peu au cours du temps pour

le point 3, que les éprouvettes soient protégées ou non. Par contre, on observe un

changement des valeurs de Rb au point 2, essentiellement entre 0 et 3 mois

d’immersion. Cette diminution de résistance est certainement liée à la présence de

chlorure qui augmente la conductivité électrique de la solution interstitielle ;

- la capacité du béton Cb évolue très peu au cours du temps pour le point 3, que les

éprouvettes soient protégées ou non (l’unité de capacité est restée toujours de l’ordre

du nano Farad). Par contre, pour le point 2, une élévation sensible des valeurs de

capacité est observée entre 0 et 3 mois d’immersion. L’augmentation des valeurs de

capacité pourrait être reliée à l’augmentation de concentration en ions chlorure libres

dans la solution interstitielle du béton ;

- ainsi, la protection galvanique ne modifie pas les caractéristiques du béton.


129

b . Evolution des phénomènes à l’interface acier-béton

Le Tableau III. 5 indique les valeurs de la résistance Roxy, et de la capacité Coxy, qui ont été

calculées à partir du deuxième demi-cercle des courbes d’impédance électrochimique. Cet arc

n’a pas été observé pour la partie correspondant au point 2.

Tableau III. 5. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy des poutrelles en béton précontraint au point 3 (les tirets correspondent à des diagrammes sans le deuxième cercle)

Roxy (ΩΩΩΩ) Coxy(µµµµF/cm²) Partie de poutre


0 - - - - - -

3 84.6 - - 6.1 - -

12 56.3 - - 210.4 - -

15 48.1 - - 312.0 - -

18 30.1 - 104.3 110.6 - 74.6

21 35.4 - 116.4 303.8 - 27.7

24 32.7 - 119.4 167.2 - 96.4 Au

nive

au d

u po

int 3

27 27.2 - 172.7 102.1 - 80.1

Ce tableau amène les commentaires suivants :

- les valeurs initiales de Roxy ne sont pas déterminées, les demi-cercles caractéristiques

n’étant pas présents. En fonction du temps, la résistance Roxy a diminué pour les

éprouvettes ENP et sa valeur minimale a atteint 27.2 Ω au 27éme mois d’immersion

dans la solution saline. L’application du courant galvanique conduit à la non-

apparition de cet arc pour les éprouvettes EPZ et à retarder sa formation pour les

éprouvettes EPC. Les valeurs de résistance obtenues sont alors plus grandes que celles

mesurées sur les éprouvettes ENP (or, il est connu que cette résistance augmente avec

la diminution de l’état de dégradation de l’acier) ;

- la première valeur de Coxy pouvant être calculée a été 6.1 µF/cm² après 3 mois

d’immersion pour les éprouvettes ENP. Puis, pour ces éprouvettes, l’évolution des

capacités en fonction du temps d’immersion est complexe.

Quand ce paramètre devient mesurable (à partir de 18 mois pour les éprouvettes EPC),

on constate que les capacités des éprouvettes protégées sont plus faibles que celles des

éprouvettes non protégées. On peut penser que dans ce cas la formation de ces arcs est

liée à la formation de couches des produits de corrosion à la surface de l’acier et pas à

la formation de film passif ni à la présence de chlore.


130

c . Processus de corrosion

Le Tableau III. 6 indique les valeurs de Rtc et Cdl qui ont été calculées à partir des arcs

obtenus aux basses fréquences.

Tableau III. 6. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl aux points 2 et 3 des poutrelles en béton précontraint

Rtc (kΩΩΩΩ.cm²) Cdl (mF/cm²) Partie de poutre


0 >105 >105 >105 13.1 12.6 15.8

3 >105 >105 >105 6.8 16.7 3.4

12 >105 >105 n.m 9.7 7.5 n.m

15 >105 >105 n.m 5.3 4.8 n.m

18 >105 >105 n.m 4.9 12.3 n.m

21 985.3 >105 >105 8.4 7.8 0.2

24 727.4 >105 n.m 10.4 8.5 n.m Au

nive

au d

u po

int 2

27 347.8 >105 n.m 8.7 9.6 n.m

0 >105 >105 >105 24.0 11.5 14.6

3 483.6 >105 >105 7.9 14.5 4.2

12 175.7 >105 >105 0.9 8.2 3.7

15 139.2 >105 >105 3.6 10.9 1.3

18 86.6 >105 >105 4.8 12.3 1.7

21 64.5 >105 >105 11.5 7.6 3.2

24 60.9 >105 >105 2.6 10.4 2.8 Au

nive

au d

u po

int 3

27 60.7 >105 >105 4.4 11.2 3.9


- les valeurs initiales de Rtc sont très élevées (>105 kΩ.cm²). Au niveau du point 2, ces

valeurs restent ensuite toujours très élevées sauf à partir de 21 mois d’immersion pour

les éprouvettes ENP. Au niveau du point 3, seules les résistances des éprouvettes ENP

ont significativement diminué dés le troisième mois d’immersion.

L’application du courant galvanique a maintenu les valeurs de Rtc très élevées,

toujours supérieures à 105 kΩ.cm², indiquant une condition passive de l’acier même

après 27 mois d’immersion ;

- les valeurs initiales de capacité sont comprises entre 11.5 et 24.0 mF/cm². Le

changement de valeurs de Cdl en fonction du temps, pour toutes les éprouvettes, n’est


131

pas très significatif, les capacités restant de l’ordre du mF/cm². Ces grandes valeurs

sont caractéristiques de double couche et de réactions électrochimiques selon les

données du Tableau II. 6.

II.5 COMPARAISON DE LA DENSITE DE COURANT DE CORROSION

Comme on l’a vu dans le chapitre I, on peut calculer le courant de corrosion à partir de la

relation de Stern-Geary (icorr = B/Rp, où Rp est la résistance de polarisation obtenue par la

technique de Rp) ou à l’aide de la relation icorr = K/Rtc, si les aciers sont dans un état actif (Rtc

est la résistance au transfert de charge obtenue par la technique EIS).

La Figure III. 13 présente une comparaison entre des valeurs de icorr calculées à partir de Rp et

des valeurs de icorr calculées à partir de Rtc, en prenant K égal à 30. Les valeurs de Rtc utilisées

sont les seules que nous avons pu obtenir avec la technique de EIS. Elles correspondent aux

demi-cercles aux basses fréquences ayant des rayons relativement petits (acier en état actif).

Pour les valeurs de icorr calculées par la relation de Stern-Geary, nous avons prit B égal à 26,

sauf aux échéances de 0 et 3 mois pour lesquelles nous avons pris B égal à 52.

0,01

0,1

1

10

0,01 0,1 1 10

icorr Rp (µA/cm²)

i cor

r Rtc

(µA

/cm

²)

Figure III. 13. Comparaison entre densités de courant de corrosion déterminées par Rp ou par Rtc (EIS)

Les résultats montrent que les valeurs de icorr (Rp) sont plus grandes que icorr (Rtc). On

estime que les valeurs de icorr (Rtc) expliquent mieux l’état réel des aciers car les examens

visuels (voir la section IV) nous indiquent que la corrosion des aciers était très limitée.

Ainsi, la technique de Rp, adaptée pour les cas de corrosion générale, ne semble pas l’être

dans notre cas, du fait certainement que nous avons une corrosion localisée par « piqûre ».


132

III. EFFET DU CHAMP ELECTRIQUE SUR LA CONCENTRATION

EN IONS CHLORE TOTAUX A LA SURFACE DE L’ACIER

Les figures suivantes montrent l’évolution de la concentration en ions chlorure totaux à côté

de l’interface acier-béton (de 5 mm de la surface d’acier) respectivement au point 3 (Figure

III. 14), au point 2 (Figure III. 15) et au point 1 (Figure III. 16).

3

4

5

6

7

8

15 18 21 24 27 30

Temps d'immersion (mois)

[Cl-]

Tot

aux

(% p

pc)

ENP

EPZ

EPC

Figure III. 14. Evolution des teneurs en ions chlore totaux à l’interface acier-béton, point 3

3

4

5

6

7

8

15 18 21 24 27 30


[Cl]

Tot

aux

(% p

pc)

ENP

EPZ

EPC


3

4

5

6

7

8

15 18 21 24 27 30


[Cl]

Tot

aux

(% p

pc)

ENP

EPZ

EPC



133

Ces figures amènent les commentaires suivants :

- au point 3 (Figure III. 14), la concentration en ions chlore totaux des éprouvettes

protégées (EPZ et EPC) est inférieure à celle des éprouvettes non protégées (ENP).

De plus, alors que la teneur en ions chlore totaux reste constante pour les éprouvettes

non protégées (6.2% ppc), elle diminue significativement entre le 15ème mois de

traitement (4.7% ppc) et la fin de l’épreuve (3.3% ppc). Cependant, la concentration

en ions chlore à ce point pour les éprouvettes protégées reste élevée et supérieure à la

concentration limite qui permet l’amorçage de la corrosion, à savoir 0.08 % ppc

[148] ;

- dans la partie immergée, l’influence du courant galvanique sur la teneur en ions

chlorure totaux est très faible au point 2 (les valeurs obtenues pour les éprouvettes

protégées sont légèrement inférieures à celles des éprouvettes non protégées, voir

Figure III. 15), et elle est nulle au point 1 (Figure III. 16).

IV. OBSERVATIONS MACROSCOPIQUES ET MICROSCOPIQUES

Afin de vérifier l’état réel du développement de la corrosion et de juger de l’efficacité des

systèmes de protection, des examens macroscopiques de la surface du béton et des aciers ont

été effectués. La Figure III. 17 montre l’état physique de la surface de l’acier au point 3,

observé par vidéo-microscope.

(a) (b) (c)

Figure III. 17. Etat superficiel de l’acier des poutrelles en béton précontraint au point 3 (a) ENP, (b) EPZ et (c) EPC

Les observations sont les suivantes :

- dans tous les cas, et même pour les éprouvettes non protégées, le béton des poutrelles

en béton précontraint est resté intact, aucune fissuration n’étant observée à la surface

du béton ;


134

- au niveau des aciers, on remarque l’existence de quelques piqûres de corrosion de

couleur marron à la surface de l’acier non protégé. Par contre, aucune piqûre n’a été

observée à la surface des aciers protégés. De plus, on observe que la surface des aciers

protégés par l’anode CC (éprouvettes EPC) est moins colorée que celle des aciers

protégés par lame de zinc (EPZ). Ceci pourrait s’expliquer par la formation d’une

couche de petite épaisseur à la surface d’acier pour les éprouvettes nommées EPZ.

Ces observations sont en accord, globalement, avec les résultats des mesures électrochimiques

(les aciers protégés sont moins corrodés), mais il convient de souligner que les valeurs des

différents paramètres mesurés précédemment, et surtout les valeurs de icorr, indiquaient une

situation de corrosion beaucoup plus importante que celle observée en réalité.

Ces observations macroscopiques ont été complétées par quelques observations

microscopiques (MEB) pour étudier les surfaces acier-béton en fin d’essai (27 mois). La

Figure III. 18 montre la visualisation directe (à gauche) et l'analyse et la quantification (à

droite) d’une zone proche de la surface d’acier pour une éprouvette de type EPZ.

A

B

A

B

0 1 2 3 4 5 6 7keV

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5 cps/eV

O Ca Ca

Si K K

Fe Fe

Al Mg Na

S Cl

Cl

0 1 2 3 4 5 6 7keV

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5 cps/eV

O Ca Ca

Si Fe Fe

K K Na Al S Mg

P Cl Cl

Analyse de la zone A Analyse de la zone B

Figure III. 18. Analyse d’une zone proche de la surface d’acier, pour une éprouvette EPZ. Photo MEB à gauche (x100), quantifications EDS à droite

L’observation microscopique de l’interface nous montre une bonne intégrité de la liaison

acier-béton. Les analyses élémentaires EDS associées confirment la teneur importante en ions

chlore près de la surface de l’acier (2.72% ppc à moins de 200 µm de la surface d’acier,

Elément C[wt.-%] ----------------------

O 42,54 Ca 37,65 Si 5,68 K 3,43 Fe 3,08 Na 2,03 Al 1,13 S 0,88 Mg 0,44 Cl 2,72

----------------------- Total: 99,59 %

Elément C[wt.-%] --------------------- O 40,88 Ca 38,41 Si 6,90 K 2,36 Fe 1,83 Na 1,77 Al 1,67 S 0,73 Mg 0,52 Cl 3,01 --------------------- Total: 98,31 %


135

3.01% ppc à 800 µm de cette même surface), ce qui est normalement suffisant pour initier et

développer la corrosion.

La Figure III. 19 montre la visualisation directe (à gauche) et la quantification (à droite) d’une

zone proche de la surface d’acier pour une éprouvette de type ENP.

Figure III. 19. Analyse d’une zone proche de la surface d’acier, pour une éprouvette ENP. Photo MEB à gauche(x2000), quantification EDS à droite

Pour l’éprouvette non protégée (ENP), on constate que la concentration en Cl- est nettement

plus importante (6.62% ppc) que celle observée pour les éprouvettes protégées. Parallèlement,

la concentration en Fe près de la surface de l’acier est de 8.48 % ce qui peut s’expliquer par

l’existence de produits de corrosion.

V. EFFETS SECONDAIRES EVENTUELS LIES AUX SYSTEMES DE

PROTECTION

V.1 INITIATION DE REACTION ALCALI GRANULAT ET FORMATION D ’ETTRINGITE

L’application des techniques électrochimiques pourrait, sous certaines conditions, provoquer

des effets adverses qui exigent d’être analysés (voir chapitre 1). Concernant la technique de

protection cathodique, il existe quelques incertitudes associées à la polarisation de l’acier à

long terme.

En effet, le courant de protection charge les aciers négativement, ce qui peut provoquer la

création d’ions hydroxyles en présence d’eau (la réaction de réduction d’oxygène sur l’acier

est prédominante). Ces ions hydroxyles seront neutralisés par les cations Na+ et K+ produisant

du NaOH et KOH. La présence de ces alcalins peut favoriser une initiation ou une

accélération de la RAG en présence de granulats réactifs. De plus, l’accumulation de NaOH

Elément C[wt.-%] ----------------------

O 38,16 Ca 31,23 Si 8,77 Fe 8,48 K 3,27 Na 1,12 Al 1,22 S 0,67 Mg 0,29 Cl 6,62

---------------------- Total: 99.83 %


136

et KOH peut provoquer la dissolution des chloroaluminates, des sulfoaluminates et des

hydrates de gel (C-S-H), ce qui pourrait conduire à la formation de nouvelles phases telle que

l’ettringite secondaire qui peut conduire, à son tour, à la dégradation du béton.

Dans notre étude, nous n’avons observé au MEB ni la présence de gel silico-alcalin, ni la

formation d’ettringite dans les échantillons. Des images microscopiques sont montrées Figure

III. 20.

Figure III. 20. Photos MEB d’éprouvettes ENP (à gauche x2000) et d’éprouvettes EPC (à droite x1100), au niveau du point 3

V.2 PRODUCTION D ’HYDROGENE A L ’ACIER

Un autre effet secondaire qui peut être la conséquence de la polarisation élevée des aciers est

lié à la production d’hydrogène sur l’acier.

Cette production d’hydrogène gazeux peut avoir deux effets néfastes :

- la fragilisation par hydrogène des aciers surprotégés (FPH), surtout pour les aciers de

précontrainte. Cette fragilisation correspond à la diminution de la ductilité d’un acier à

haute résistance [21,149] ;

En fait, dans la littérature, il n’y a pas de confirmation claire concernant le rôle de

l’hydrogène produit en réaction cathodique sur la fragilisation par hydrogène. De plus,

l’application de protection cathodique sur des aciers de précontrainte a été proposée, à

condition de ne pas dépasser certaines valeurs critiques de potentiel [150, 151] ;

- l’augmentation locale de pression qui peut induire des fissurations dans la matrice

cimentaire.

Dans notre étude, le potentiel des aciers n’est jamais descendu en dessous de -950 mV vs SCE

qui est le seuil limite de possibilité de fragilisation par hydrogène [4]. C’est pourquoi nous

estimons que ces risques liés à la production d’hydrogène n’ont pas à être pris en compte.


137

V.3 CHANGEMENT DE COMPORTEMENT MECANIQUE DE POUTRELLES EN BETON

PRECONTRAINT

La technique de flexion 3 points, décrite dans le programme expérimental (chapitre 2, section

II.4.1.b), a été utilisée afin de vérifier si l’application de courant galvanique de faible densité

avait pu provoquer des changements dans le comportement mécanique de poutrelles en béton

précontraint (perte d’adhérence, fragilisation hydrogène, …).

Les résultats sont présentés dans la Figure III. 21, ciblés sur des flèches inférieures à 2 mm.

0

2

4

6

8

10

12

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Flèche (mm)

For

ce (K

N)

ENP

EPC

Figure III. 21. Courbes Force - Flèche obtenues en flexion 3 points pour des poutrelles en béton précontraint ENP et EPC.

Les résultats obtenus ne présentent pas de différence significative de comportement structural

attribuable à l’application de courant galvanique. Les deux éprouvettes testées, une de type

ENP et l’autre de type EPC, montrent un comportement linéaire similaire indépendamment

de la polarisation de l’acier avec un pic de fissuration à 10 KN pour une flèche de 0.1 mm.

Après fissuration, les courbes présentent une diminution de charge avant la reprise des efforts

de traction par les barres d’armature. On observe ensuite une légère augmentation linéaire de

la force pour reprendre une valeur un peu inférieure à 10 KN au moment où la flèche atteint la

valeurs de 2 mm, limite de flèche mesurable avec le capteur de déplacement utilisé. Une seule

fissure a été relevée, située à mi-portée de poutrelle.


138

VI. SYNTHESE

L’objectif de ce chapitre était d’analyser les résultats expérimentaux aussi bien en termes

d’efficacité des systèmes de protection testés que les changements électrochimiques de

l’interface acier-béton ou du béton d’enrobage, et, enfin, de rechercher les éventuels effets

secondaires liés à l’application de courant de protection aux éléments en béton précontraint

Nous avons d’abord suivi les changements des différents paramètres électrochimiques. Les

résultats obtenus prouvent que la protection galvanique, même avec une densité de courant

faible, provoque des changements au niveau de l’interface acier-béton lorsque les aciers à

protéger sont assez proches des anodes sacrificielles. Ainsi, la mesure du potentiel de l’acier

montre que le courant galvanique appliqué aux poutrelles en béton précontraint peut polariser

l’acier à des valeurs assez négatives.

Cependant, en prenant les classifications proposées par Arup pour les bétons armés [152], les

résultats obtenus dans cette étude montrent que le courant galvanique appliqué aux poutrelles

de précontrainte ne peut pas apporter une protection totale :

- dans la zone où il y avait à la fois diffusion d’oxygène et chlorures (point 3), les aciers

sont dépassivés. Le potentiel d’acier E(toff = 24 h) devient plus positif dans cette zone

mais les valeurs atteintes restent encore trop négatives pour que la protection soit

assurée. Ainsi, le courant galvanique retarde seulement l’initiation de la corrosion ;

- dans la partie immergée influencée par le courant galvanique, les valeurs de E(toff = 24 h)

sont de l’ordre de -500 à -600 mV vs SCE. Au point 1, il n’y avait pratiquement

aucune différence entre les potentiels des éprouvettes protégées et ceux des

éprouvettes non protégées. On estime que le courant galvanique n’a pas influencé

l’acier à cet endroit.

Une autre influence de la protection galvanique est la diminution de icorr de l’acier dans la

zone intermédiaire et dans la partie de zone immergée située à coté de l’anode sacrificielle,

(même si les valeurs de icorr dans la zone intermédiaire peuvent être élevées).

Les réponses d’impédance ont montré que le courant galvanique peut offrir une protection

efficace vis-à-vis de la corrosion et pourrait retarder considérablement la destruction de la

couche protectrice.


139

L’analyse de la concentration en ions chlore a montré que les systèmes de protection utilisés

peuvent légèrement diminuer la teneur en ions chlore près de la surface des aciers mais cette

concentration reste supérieure au seuil mentionné pour éviter la corrosion.

Les observations visuelles ont montré que les systèmes de protection n’influencent pas le

matériau béton. Nous n’avons pas observé la formation de gel silico-alcalin ou la formation

d’ettringite. L’essai de flexion simple a montré que le courant galvanique ne change pas le

comportement mécanique des poutrelles en béton prés contraint.

Enfin, en comparant les résultats électrochimiques à l’état réel de corrosion des aciers, nous

avons remarqué que les paramètres obtenus par les réponses d’impédance correspondent

mieux à l’état réel de corrosion. A l’inverse, les valeurs de potentiel de l’acier et de icorr

indiquent un état de corrosion exagéré (zone intermédiaire des poutrelles en béton

précontraint par exemple).


140

Chapitre 4. Comparaison des différents types de prévention cathodique

141

CHAPITRE 4 :

COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES DE

PREVENTION CATHODIQUE

APPLIQUES A DES EPROUVETTES MODELES


142

I. INTRODUCTION

Dans le chapitre précèdent, nous avons étudié l’efficacité de la protection galvanique par

anode sacrificielle à base de zinc sur des éléments en béton précontraint.

Dans ce chapitre, nous comparons l’efficacité de différents types de prévention cathodique

pour des éprouvettes « modèles ». Pour cela, un système de protection par anode sacrificielle

à base de zinc et un système de protection par courant imposé sont appliqués à des

éprouvettes dont les aciers ne sont pas corrodés* avant le traitement. Les détails sur le choix

des éprouvettes étudiées, leur confection, la mise en œuvre des procédés de protection, les

caractéristiques des anodes utilisées, et les modèles de mesures ont été présentés dans le

Chapitre II « Programme expérimental ». On rappellera juste que le béton a fait l’objet d’une

addition de 2% de chlorure (en poids de ciment).

Les systèmes de protection ont été appliqués sur une durée de15 mois. La densité de courant

cathodique de protection par courant imposé, qui a été choisie de 5 mA/m² de la surface active

des aciers, a été contrôlée de façon régulière tout au long du processus de protection.

Les mêmes paramètres que dans le chapitre précédent ont été suivis : le potentiel d’électrode

des aciers relevé chaque mois, les autres mesures électrochimiques (résistance de polarisation

et impédance électrochimique du système acier-béton) ainsi que le suivi chimique (teneur en

ions chlore) aux échéances de 0, 3, 6, 9,12 et 15 mois.



Les mesures du potentiel d’acier ont été effectuées sur 3 éprouvettes non protégées (notées

ENP), et sur 4 éprouvettes par type de protection (notées selon le type de protection EPZ,

EPC et EPT). Les potentiels mesurés juste après la coupure du circuit sont notés E(toff = 0 h) et

les potentiels mesurés après 24 heures de coupure, E(toff = 24 h).

* : nous avons considéré que les aciers ne sont pas corrodés lorsque il n’y a pas de produit de corrosion sur la

surface de l’acier


143

II.1.1 Acier de type HA

La Figure IV. 1 présente l’évolution des valeurs de potentiel d’acier pour des éprouvettes

fabriquées avec des aciers de type HA (acier à haute adhérence).

-750

-650

-550

-450

-350

-250

-150

-50

50

0 3 6 9 12 15 18Temps d'exposition (mois)

E (m

V v

s S

CE

) EPZ (toff = 0h) EPC (toff = 0h) EPT (toff = 0h)

EPZ (toff = 24h) EPC (toff = 24h) EPT (toff = 24h)

ENP

Figure IV. 1. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du temps de protection pour les éprouvettes avec aciers HA non corrodés


- les valeurs initiales du potentiel sont de -175 mV vs SCE en moyenne, ce qui

correspond, d’après [152], à un état de passivation ;

- les valeurs de E(toff = 0 h) diminuent rapidement au cours du premier mois de traitement,

particulièrement pour les éprouvettes EPT (courant imposé), qui atteignent des valeurs

proches de -500 mV vs SCE. Les valeurs du potentiel pour les éprouvettes protégées

par courant galvanique (EPZ et EPC) présentent une diminution moins accentuée en

fonction de temps, avec des valeurs moins négatives pour les éprouvettes EPZ ;

- au contraire, les valeurs de E(toff = 24 h) deviennent moins négatives que celles des

éprouvettes ENP, notamment celles protégées par courant imposé (EPT) qui

présentent un potentiel supérieur à celui mesuré initialement.

Selon [152], on peut estimer que les aciers des éprouvettes ENP pourraient être corrodés à

partir du sixième mois d’exposition (potentiel < -250 mV vs SCE).

Par ailleurs, les valeurs obtenues à 24 h indiquent que le courant galvanique maintient les

potentiels de l’acier dans un domaine où la probabilité de corrosion est faible. Pour les


144

éprouvettes EPT, dont les valeurs de potentiel à 24 h sont les plus élevées (pour atteindre des

valeurs voisines de -50 mV vs SCE à la fin de l’épreuve), le courant imposé a permis de

conserver les aciers dans un domaine correspondant à une forte probabilité de passivation.

Les évolutions des écarts des moyennes de potentiel ∆E (∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h)) sont

présentées Tableau IV. 1.

Tableau IV. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec acier HA non corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))

Temps (mois)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

EPZ 132 160 179 193 205 215 223 230 235 238 239 238 233 225 212

EPC 166 180 187 191 192 192 190 186 182 176 169 161 152 142 131

EPT 395 441 470 492 510 525 538 550 560 570 578 586 594 601 608

Les écarts des moyennes de potentiel sont supérieurs à 100 mV sur toute la durée de

l’épreuve. D’après la bibliographie, les aciers devraient être protégés de la corrosion.

II.1.2 Acier de type HR

La Figure IV. 2 présente l’évolution des valeurs de potentiel d’acier pour des éprouvettes

fabriquées avec des aciers de type HR (acier à haute résistance).

-750

-650

-550

-450

-350

-250

-150

-50

50

0 3 6 9 12 15 18


E (m

V v

s S

CE

)



ENP

Figure IV. 2. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du temps de protection pour les éprouvettes d’aciers HR non corrodés


145

D’après cette figure, nous constatons :

- les valeurs initiales du potentiel, en moyenne de -150 mV vs SCE, correspondent bien

à un état de passivation ;

- l’évolution des valeurs de E(toff = 0 h) sont similaires à ceux observés dans le cas

précédent mais le taux de diminution (différence entre le potentiel final à 15 mois et le

potentiel initial) est un peu plus important. Par exemple, les éprouvettes EPT

atteignent - 680 mV vs SCE ;

- les valeurs obtenues à 24 h, E(toff = 24 h), montrent que toutes les éprouvettes protégées

ont des potentiels moins négatifs que celui des éprouvettes non protégées (ENP), et les

courbes d’évolution dans le temps présentent la même position relative.

Le courant imposé a maintenu les valeurs de potentiel à peu près stables (avec une

légère diminution à partir du 10ème mois). Les valeurs de potentiel indiquent cependant

une forte probabilité de passivation pour les éprouvettes EPT.


présentées Tableau IV. 2.

Tableau IV. 2. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec acier HR non corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))

Temps (mois)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

EPZ 152 183 202 216 226 238 242 247 252 256 259 262 264 266 268

EPC 112 135 150 162 170 180 183 188 193 197 200 203 206 208 210

EPT 395 424 442 455 466 476 482 488 493 497 500 501 501 497 491

Les valeurs de ∆E sont dans ce cas aussi toutes supérieures à 100 mV ce qui signifie encore,

d’après la bibliographie, que les aciers sont assez polarisés pour éviter la corrosion.

II.2 RESISTANCE DE POLARISATION ET VITESSE DE CORROSION

Conformément aux recommandations [101], les valeurs de B utilisées pour calculer icorr à

partir de la résistance de polarisation selon la relation de Stern Geary sont B = 26 si E(24 h) < -

300 mV vs SCE, et B = 52 si E(24 h) >-300mV.

Les commentaires suivants s’appuient sur les indications de la bibliographie [102, 103].


146


La Figure IV. 3 présente l’évolution des densités de courant de corrosion, icorr, en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes avec aciers de type HA non corrodés.

0,1

1

10


icorr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10


icorr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure IV. 3. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec aciers HA non corrodés

(classification d’état de corrosion d’après [102])

Cette figure conduit aux commentaires suivants :

- la moyenne des valeurs initiales du courant de corrosion est de 0.28 µA/cm2 ce qui

représente un degré de corrosion faible. Ainsi au démarrage de l’essai et bien que la

pâte de ciment renferme des chlorures, les aciers sont non corrodés ;

- pour les éprouvettes non protégées ENP, icorr augmente rapidement en fonction du

temps d’immersion pour atteindre la valeur de 5.03 µA/cm2 à la fin de l’épreuve, ce

qui correspond à une « corrosion élevée » ;

- les valeurs de icorr des éprouvettes protégées par courant galvanique (EPZ et EPC) ont

aussi augmenté en fonction de temps de traitement mais atteignent des valeurs moins

importantes que celles des éprouvettes ENP. Ainsi, après 15 mois d’immersion, la

corrosion est soit «élevée » pour les éprouvettes EPC (1.48 µA/cm2), soit « modérée »

pour les éprouvettes EPZ (0.71 µA/cm2) ;

- la seule diminution est observée pour les EPT où les valeurs de icorr sont restées durant

toute la période de protection dans l’intervalle de degré de « corrosion faible », la

dernière valeur étant même dans la zone « passive » (0.13 µA/cm2 au 15éme mois de

protection).


147


La Figure IV. 4 présente l’évolution des densités de courant de corrosion, icorr, en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes avec aciers non corrodés de type HR.

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18


icorr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10

0 3 6 9 12 15 18


icorr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure IV. 4. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec aciers HR non corrodés


Pour ce type d’acier HR initialement non corrodé, les observations sont similaires à celles

faites précédemment pour l’acier HA . Cependant, et de manière systématique, les valeurs de

icorr sont plus faibles. En conséquence, si les éprouvettes non protégées ENP présentent

toujours une « corrosion élevée » (3.27 µA/cm2 après 15 mois d’immersion), les éprouvettes

protégées par courant galvanique voient leur niveau de corrosion s’abaisser, principalement

pour les éprouvettes EPC qui atteignent 0.32 µA/cm2 après 15 mois d’immersion, présentant

une corrosion « faible », et aussi pour les éprouvettes EPZ qui atteignent 0.76 µA/cm2

présentant une corrosion «modérée ». Il en est de même pour les éprouvettes protégées par

courant imposé (EPT) qui « reviennent » dans la zone « passive » entre 9 et 12 mois

(0.12 µA/cm2 à la fin de l’épreuve).


Nous allons suivre dans cette partie la même démarche que celle utilisée pour étudier

l’impédance électrochimique des poutrelles en béton précontraint (chapitre III). Nous

montrerons un exemple typique des diagrammes de Nyquist pour chaque type d’éprouvettes.

Ensuite nous donnerons les résultats des différents paramètres électrochimiques.


148

II.3.1 Diagramme d’impédance

a . Acier de type HA

La Figure IV. 5 présente l’évolution des diagrammes de Nyquist avec le temps d’immersion,

pour une éprouvette ENPHA (non protégée avec acier HA initialement non corrodé).

(a)

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100 150

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

45

90

0 45 90

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 5. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPNHA, avec aciers HA non corrodés,

(a) aux basses fréquences et aux fréquences intermédiaires (b) aux hautes fréquences


- aux basses fréquences, les arcs ont diminué au cours du temps d’immersion. Cette

diminution est fortement liée au développement du processus de corrosion indiquant la

dépassivation des aciers ;

- aux fréquences intermédiaires, un demi-cercle est observé à partir de 6 mois

d’immersion. Il caractérise la formation d’une couche de produits de corrosion à la

surface de l’acier. Au cours du temps d’immersion, cet arc subit des modifications ;


149

- aux hautes fréquences, les demi-cercles ont des comportements capacitifs non idéaux,

les centres de ces arcs n’étant pas sur l’axe des réels. Un phénomène de dispersion des

cercles a donc lieu. Selon Gabrielli et all [153] ce phénomène de dispersion du cercle

serait associé à une répartition des constantes de temps du processus autour d’une

valeur centrale (la valeur de la constante de temps dans des conditions non idéales

varie autour de celle obtenue dans des conditions idéales). Comme pour les poutrelles

en béton précontraint, la résistance du béton a diminué en fonction de temps

d’immersion et les arcs se sont déplacés vers l’axe imaginaire (Z’’ ).

Les Figure IV. 6, Figure IV. 7 et Figure IV. 8 présentent les évolutions des diagrammes de

Nyquist avec le temps d’immersion (et de traitement), respectivement pour les éprouvettes

EPZ, EPC et EPT, éprouvettes renfermant un acier HA initialement non corrodé).

(a)

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

1000

2000

3000

0 1000 2000

avant

après 6 mois

après 15 mois

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

1000

2000

3000

0 1000 2000

avant

après 6 mois

après 15 mois

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

Figure IV. 6. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPZHA (avec aciers HA initialement non corrodés)



150

(a)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

100000

0 5000 10000 15000 20000 25000

avantaprès 6 moisaprès 15 mois

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

100000

0 5000 10000 15000 20000 25000

avantaprès 6 moisaprès 15 mois

Z’ (Ohms.cm²)

Z’’

(Ohm

s.cm

²)

(b)

0

50

100

150

0 25 50

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avantaprès 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 7. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPCHA (avec aciers HA initialement non corrodés)


(a)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 100 200 300 400 500

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 moisaprès 15 mois


151

(b)

0

25

50

75

100

125

150

0 25 50 75 100

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 moisaprès 15 mois

Figure IV. 8. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps de traitement pour des éprouvettes EPTHA (avec aciers HA initialement non corrodés)


Ces diagrammes, obtenus sur des éprouvettes protégées cathodiquement, amènent les

commentaires suivants :

- la polarisation des aciers a changé les réponses d’impédance obtenues aux basses

fréquences et aux fréquences intermédiaires (Figure IV. 6 a, Figure IV. 7 a et Figure

IV. 8 a pour les éprouvettes EPZ, EPC et EPT respectivement).

Par contre, les arcs aux hautes fréquences (Figure IV. 6 b, Figure IV. 7 b et Figure IV.

8 b pour les éprouvettes EPZ, EPC et EPT respectivement) n’ont pas été modifiés ;

- la protection galvanique produit une augmentation de la résistance au transfert de

charge à basse fréquence avec le temps de protection (Figure IV. 6 a, Figure IV. 7 a et

Figure IV. 8 a) ;

- la protection cathodique par courant galvanique n’a pas empêché l’apparition d’un

demi-cercle aux fréquences intermédiaires. On voit en effet ce demi-cercle, associé à

la formation de produits de corrosion, sur le diagramme des éprouvettes EPZ au 15éme

mois de traitement et sur le diagramme des éprouvettes EPC dès le 6éme mois de

traitement ;

- par contre, la protection cathodique par courant imposé (éprouvettes EPT) a empêché

la formation du demi-cercle aux fréquences intermédiaires.


152

a - Acier de type HR

Les Figure IV. 9, Figure IV. 10, Figure IV. 11et Figure IV. 12 présentent les diagrammes de

Nyquist pour les éprouvettes avec aciers de type HR non corrodés, respectivement pour les

éprouvettes non protégées (ENP) ou protégées cathodiquement (EPZ, EPC et EPT).

(a)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 50 100 150 200 250Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

50

100

150

200

0 50 100Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hm

s.cm

²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 9. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPNHR, avec aciers HR non corrodés,



153

(a)

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

30

60

0 30 60

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 10. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPZHR, avec aciers HR non corrodés,


(a)

0

50

100

150

0 50 100 150 200

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois


154

(b)

0

50

100

0 25 50

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 11. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPCHR, avec aciers HR non corrodés,


(a)

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100 150

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

50

0 25 50

Z' (K Ohms.cm²)

Z'' (K

Ohm

s.cm

²)

avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure IV. 12. Evolution de la réponse d’impédance en fonction du temps d’immersion pour des éprouvettes EPTHR, avec aciers HR non corrodés,



155

Nous avons comparé les résultats de cette série avec ceux du cas précédent, à savoir les aciers

de type HA non corrodés.

- aux basses fréquences, la diminution des volumes (résistance) des arcs des éprouvettes

protégées est plus importante pour les aciers HR ;

- aux fréquences intermédiaires, et pour les aciers HR, un demi-cercle se forme après 3

mois d’immersion pour toutes les éprouvettes, même pour les éprouvettes EPT, ce qui

n’était pas le cas pour les aciers HA ;

- aux hautes fréquences, il n’y a pas de différence significative entre aciers HA et HR.

II.3.2 Principaux résultats électrochimiques




obtenus grâce aux diagrammes d’impédances précédents.

a - Résistance Rb et capacité Cc du béton d’enrobage

Le Tableau IV. 3 indique les valeurs de résistance du béton Rc, et de la capacité du béton Cc

pour les différentes éprouvettes confectionnées avec les aciers HA ou HR initialement non

corrodés.

Tableau IV. 3. Evolution des valeurs de Rb et Cc pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection

Rb (KΩΩΩΩ. cm²) Cc (nF/cm²) Type d’acier

Temps (mois) ENP EPZ EPC EPT ENP EPZ EPC EPT

0 39.3 20.4 45.4 55.5 51.3 44.8 39.2 24.1

3 31.4 11.4 39.3 53.4 43.4 33.5 28.5 26.3

6 26.9 13.7 32.1 47.3 36.2 38.9 24.6 14.8

9 22.8 13.2 30.4 38.6 29.5 37.3 33.7 11.9

HA

15 23.2 10.0 26.8 22.6 31.4 35.6 27.3 16.6

0 42.4 28.6 34.4 35.2 38.3 69.8 106.1 47.4

3 30.3 25.3 29.1 21.9 29.2 88.3 77.2 17.2

6 23.3 23.2 20.6 21.2 19.4 50.3 31.3 34.8

9 23.4 14.6 16.1 15.2 24.4 31.12 56.2 6.9

HR

15 23.6 10.4 12.0 9.2 17.3 44.3 49.4 50.4


156

D’après ce tableau, on peut faire les commentaires suivants :

- pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HA , les résultats obtenus

confirment que la protection galvanique n’a pas d’influence sur la valeur de la capacité

de béton. Les valeurs obtenues pour l’ensemble des éprouvettes, protégées ou non,

restent faibles (l’ordre du nF/cm²), et on peut supposer que la légère diminution

observée au cours du temps d’immersion est à relier à une petite diminution de la

concentration en ions chlore dans la solution interstitielle du béton.

De même, en ce qui concerne les valeurs de résistance électrique du béton, Rc, on

observe une diminution au cours du temps d’immersion pour l’ensemble des

éprouvettes. Cette diminution ne semble pas être influencée par l’application d’un

courant de protection, qu’il soit galvanique ou imposé ;

- pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HR, les valeurs de capacité

fluctuent (de quelques nF/cm²) avec le temps d’immersion sans qu’une tendance liée à

la protection puisse être dégagée. Par contre, la résistance électrique du béton diminue

régulièrement avec le temps d’immersion, mais cette tendance est observable aussi

bien pour les éprouvettes protégées que pour les éprouvettes non protégées.

On peut conclure que les caractéristiques du béton d’enrobage n’évoluent pas au cours de

l’essai.

b - Evolution des phénomènes à l’interface acier-béton

Le Tableau IV. 4 indique les valeurs obtenues pour la résistance et la capacité des oxydes,

Roxy, et Coxy pour les différentes éprouvettes confectionnées avec les aciers HA ou HR

initialement non corrodés.


- pour les éprouvettes fabriquées avec aciers de type HA , l’apparition des arcs aux

fréquences intermédiaires se produit après 3 mois pour les éprouvettes EPC, 9 mois

pour les éprouvettes EPZ et ne s’est pas produite au cours de l’essai (soit 15 mois de

traitement) pour les éprouvettes EPT.

De plus, contrairement aux poutrelles en béton précontraint, les valeurs de la capacité

Coxy sont influencées par l’application de courant galvanique. Pour les éprouvettes

ENP, Coxy augmente avec le temps, cette augmentation pouvant être expliquée par le

changement des caractéristiques électrochimiques des oxydes. Par contre, Coxy

diminue pour les éprouvettes protégées.

La comparaison entre les valeurs de Roxy et de Coxy pour les éprouvettes ENP par


157

rapport aux éprouvettes protégées, montre que la protection galvanique diminue le

risque de corrosion ;

- en ce qui concerne les éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HR, les arcs aux

fréquences intermédiaires apparaissent pour toutes les éprouvettes dès le troisième

mois de traitement.

Les valeurs de Coxy sont, aux échéances de 6 et 9 mois, très proches de 20 µF/cm², ce

qui correspond aux valeurs typiques de double couche ionique (ionic double layer) aux

électrodes dans les réactions électrochimiques [154,155].

Les valeurs de Roxy pour les éprouvettes ENP sont les plus faibles, ce qui indique un

risque de corrosion plus élevé pour ces éprouvettes.

Tableau IV. 4. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection

(les tirets correspondent à des diagrammes sans le deuxième cercle)

Roxy (ΩΩΩΩ) Coxy (µµµµF/cm²) Type d’acier


0 - - - - - - - -

3 126.8 - 183.0 - 8.1 - 213.4 -

6 43.7 - 57.6 - 10.7 - 106.8 -

9 16.8 88.4 67.8 - 12.7 106.3 90.3 -

HA

15 8.9 82.8 42.3 - 9.8 92.7 107.0 -

0 - - - - - - - -

3 49.0 74.0 66.0 97.0 46.0 18.0 27.0 33.0

6 28.0 44.0 58.0 73.0 28.0 16.0 6.0 23.0

9 12.0 21.0 32.0 38.0 37.0 8.0 15.0 16.0

HR

15 14.0 19.0 24.0 21.0 19.0 12.0 25.0 8.0

c - Processus de corrosion

Le Tableau IV. 5 indique les valeurs de Rtc et Cdl qui ont été calculées à partir des arcs

obtenus aux basses fréquences.


- pour les éprouvettes avec acier HA , les valeurs initiales de Rtc sont très élevées (>105

kΩ.cm²). L’application du courant galvanique a permis de conserver des valeurs de

résistances plus importantes que celles des éprouvettes ENP pour lesquelles la


158

résistance a significativement diminué.

Les valeurs initiales de capacité sont comprises entre 17.2 et 48.4 mF/cm² et ont

diminué en fonction du temps d’immersion, la diminution la moins importante étant

observée pour les éprouvettes EPT). A partir du 6ème mois d’immersion, la plupart de

ces valeurs sont comprises entre 0.4 et 8.6 mF/cm². Ces valeurs correspondent en

principe au phénomène de corrosion ;

- pour les éprouvettes avec acier HR, comme pour les aciers de type HA , les valeurs

initiales de Rtc sont très élevées et caractéristiques des conditions d’état passif. En

comparant avec les éprouvettes ENP, on constate que la polarisation des aciers dans le

cas de la protection galvanique a permis de conserver des valeurs de Rtc un peu plus

élevées. Cependant, ces valeurs restent relativement faibles et un processus de

corrosion pourrait avoir lieu. Pour les éprouvettes protégées par courant imposé

(EPT), le niveau de résistance est encore suffisamment élevé au quinzième mois pour

que le processus de corrosion ne puisse avoir lieu.

Les capacités sont toujours de l’ordre de 0.5 mF/cm²,valeur caractéristique d'un film

d'oxyde de fer d’épaisseur de l’ordre de 10 nm, supposé diélectrique typique pour les

oxydes du fer [29,156].

Tableau IV. 5. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement non corrodés, selon le type de protection

Rtc (kΩΩΩΩ. cm²) Cdl (mF/cm²) Type d’acier


0 >105 >105 >105 >105 12 17.2 48.4 23.6

3 95,4 >105 >105 >105 4.7 14.5 33.7 17.2

6 88.7 483.8 668.4 >105 5.4 8.6 1.3 19.35

9 59.2 374.9 438.0 >105 0.7 1.6 4.8 14.2

12 44.3 210.7 544.3 987.9 3.9 4.4 2.2 9.4

HA

15 28.5 90. 487.3 668.3 5.5 3.7 0.4 6.7

0 >105 >105 >105 >105 9.0 15.0 9.0 8.0

3 71.7 108.9 768.0 >105 1.9 4.0 4.9 4.0

6 21.8 88.4 547.2 1640.3 2.0 0.8 5.8 13.0

9 16.2 47.4 109.8 1087.5 0.3 2.7 1.8 0.2

12 4.2 14.8 24.5 637.9 0.7 0.4 0.6 0.9

HR

15 2.7 18.7 18.3 768.5 0.6 0.7 0.3 0.8


159

III. AUTRES ANALYSES

III.1 EFFET DU CHAMP ELECTRIQUE SUR LA CONCENTRATION EN IONS CHLORE TOTAUX

A LA SURFACE DE L ’ACIER

La Figure IV. 13 montre le profil en ions chlore en fonction de l’épaisseur d’enrobage pour

les éprouvettes en béton armé avec les aciers HA , après 15 mois de traitement.

0

0,5

1

1,5

0 1 2 3 4 5 6

Profondeur (cm)

[Cl-]

libr

es (%

ppc

)

ENP EPC EPT

ACIER

Figure IV. 13. Profil en ions chlore totaux pour les éprouvettes modèles avec aciers HA

On constate une réduction de la teneur en ions chlore près de la surface des aciers protégés (à

la profondeur de 4-5 cm) du 0.9 % ppc au 0.72 % ppc et 0.66% ppc pour les éprouvettes EPC

et EPZ respectivement.

Cependant, les concentrations en ions chlore totaux restent élevées, et sont supérieures au

seuil admis dans les recommandations pour éviter la corrosion de l’acier dans le béton.

III.2 EXAMENS VISUELS

Des observations macroscopiques ont été effectuées sur les différentes éprouvettes et sur les

aciers en fin de traitement. Les photos les plus significatives sont présentées

Figure IV. 14, Figure IV. 15 et Figure IV. 16.


160

(a) (b) Figure IV. 14. Surface du béton pour des éprouvettes modèles fabriquées avec des aciers non

corrodés avant le traitement (a) EPCHR et (b) EPZHA

Figure IV. 15. Etat superficiel de l’acier des éprouvettes EPCHR présentées Figure IV. 14 a)

Figure IV. 16. Etat superficiel de l’acier après 15 mois de traitement (a) ENPHR et (b) EPTHR


161

Du point de vue du béton d’enrobage, on n’a pas observé de fissuration à la surface du béton

pour les éprouvettes modèles fabriquées avec des aciers non corrodés avant le traitement (

Figure IV. 14).

Du point de vue des aciers, nous avons observé la formation d’une couche de produits de

corrosion sur la surface des aciers non protégés (Figure IV. 16 a) et parfois sur la surface des

aciers protégées par courant galvanique, ces produits de corrosion sont de couleur marron.

Nous n’avons pas remarqué l’existence de cette couche sur la surface des aciers protégés par

courant imposé (Figure IV. 16 b).

IV. SYNTHESE

L’objectif des travaux présentés dans ce chapitre était d’étudier l’efficacité de différents types

de prévention cathodique appliquée à des éprouvettes « modèles ». Pour cela, un système de

protection par anode sacrificielle à base de zinc et un système de protection par courant

imposé ont été appliqués à des éprouvettes dont les aciers n’étaient pas corrodés avant le

traitement.

Nous avons observé que les systèmes à anode sacrificielle pouvaient augmenter les valeurs du

potentiel de l’acier, et placer ainsi les éprouvettes dans une situation de risque de corrosion

plus faible. L’application de protection cathodique par courant imposé, avec une valeur de

seulement 5 mA/m² de la surface active de l’acier, a conduit à des valeurs de potentiels encore

moins négatives, entraînant ainsi à un risque de corrosion encore plus faible, voire à un état

passif dans le cas des aciers HA .

De même, les mesures du courant de corrosion indiquent que le courant galvanique diminue

les valeurs de icorr. Cependant, les valeurs obtenues étaient encore élevées, particulièrement

pour les barres d’acier à haute adhérence. Par contre, le système à courant imposé provoque

une diminution de vitesse de corrosion plus élevée.

Enfin, les réponses d’impédance montrent que les systèmes de protection (galvanique ou par

courant imposé) pouvaient diminuer le risque de corrosion quel que soit le type d’acier utilisé.

Pour terminer, nous avons dégagé les aciers pour une observation visuelle qui montre que la

corrosion est amorcée pour les aciers non protégés et des fois pour les éprouvettes protégés.


162

Chapitre 5. Comparaison des différents types de protection cathodique

163

CHAPITRE 5 :

COMPARAISON DES DIFFERENTS TYPES

DE PROTECTION CATHODIQUE

POUR DES EPROUVETTES MODELES


164

I. INTRODUCTION

Dans ce chapitre, nous allons étudier l’efficacité des systèmes de protection cathodique

galvanique ou par courant imposé sur des éprouvettes modèles dont les aciers sont déjà

corrodés avant l’application du processus de protection. Nous vérifierons si les systèmes de

protection sont capables de « repassiver » des aciers corrodés, ou au moins, de stopper le

développement de la corrosion. Nous suivrons la même démarche que celle employée dans le

chapitre précédent.




La Figure V. 1 présente l’évolution des potentiels d’électrode de l’acier en fonction du temps

d’exposition pour les éprouvettes confectionnées avec des aciers corrodés de type HA .

-950

-850

-750

-650

-550

-450

-350

-250

-150


E (m

V v

s S

CE

)



ENP

Figure V. 1. Evolution des moyennes du potentiel d’électrode de l’acier en fonction du temps de protection pour les éprouvettes avec des aciers HA corrodés

A partir de cette figure, nous pouvons faire les commentaires suivants :

- les valeurs initiales de potentiel sont voisines de -400 mV vs SCE, ce qui correspond

classiquement à des aciers en état de corrosion active [152] ;


165

- les valeurs de E(toff = 0 h) ont diminué rapidement le premier mois pour toutes les

éprouvettes protégées, particulièrement pour celles protégées par courant imposé

(EPT) qui atteignent des valeurs proches de -750 mV vs SCE.

Ensuite, les courbes montrent une diminution très lente jusqu’à la fin de l’épreuve.

Dans le cas de la protection galvanique, on constate que les éprouvettes EPZ ont des

valeurs moins négatives (-660 mV vs SCE) que celles des éprouvettes EPC (-740 mV

vs SCE). Pour les éprouvettes protégées par courant imposé (EPT), les potentiels après

15 mois de traitement atteignent -870 mV vs SCE ;

- les valeurs de E(toff = 24 h) des éprouvettes protégées par courant galvanique sont très

proches de celles des éprouvettes non protégées (ENP). Elles baissent d’environ 150

mV le premier mois et restent stables ensuite.

Pour les éprouvettes EPT, les potentiels augmentent significativement au cours du

premier mois de traitement (de l’ordre de –250 mV vs SCE), puis diminuent lentement

pour atteindre des valeurs voisines de -300 mV vs SCE à la fin de l’épreuve, ce qui

correspond à un risque de corrosion moins important pour ces éprouvettes.


présentées dans le Tableau V. 1.

Tableau V. 1. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec acier HA corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))

Temps (mois)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

EPZ 136 153 163 171 177 182 187 191 194 198 201 203 206 209 211

EPC 76 93 103 111 118 123 128 132 135 139 142 145 148 150 152

EPT 518 529 537 543 549 553 558 561 565 568 571 573 576 578 581

Les écarts sont toujours supérieurs à 100 mV sauf les deux premiers mois de traitement pour

les éprouvettes EPC (les chiffres sont soulignés lorsque ce n’est pas le cas). Les éprouvettes

EPT présentent les valeurs les plus élevées et EPC les valeurs les plus faibles.

Comme ces valeurs de l’écart sont inférieures à 100 mV seulement au début de l’épreuve, on

estime que la polarisation est suffisante pour assurer la protection de l’acier.


166


La Figure V. 2 présente l’évolution des moyennes des potentiels d’électrode de l’acier en

fonction du temps d’exposition pour les éprouvettes avec aciers corrodés de type HR.

-950

-850

-750

-650

-550

-450

-350

-250

-150


E (m

V v

s S

CE

) EPZ (toff = 0h) EPC (toff = 0h) EPT (toff = 0h)

EPZ (toff = 24h) EPC (toff = 24) EPT (toff = 24h)

ENP

Figure V. 2. Evolution des moyennes de potentiel d’électrode de l’acier en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec des aciers HR corrodés


- comme pour les aciers HA , les valeurs initiales de potentiel des aciers HR

correspondent à des aciers en état de corrosion active avec des valeurs de l’ordre de

-425 mV vs SCE ;

- la diminution des potentiels E(toff = 0 h) pour les aciers HR est très similaire au cas

précédent ;

- les valeurs de E(toff = 24 h) des éprouvettes EPZ sont identiques à celles des éprouvettes

ENP alors que pour les éprouvettes EPC, les valeurs de E(toff = 24 h) sont plus négatives

le premier mois de traitement, puis augmentent progressivement pour atteindre le

même niveau que les éprouvettes EPZ et ENP.

Les valeurs de E(toff = 24 h) pour les éprouvettes EPT sont un peu plus grandes que

celles des éprouvettes EPC et EPZ les premiers mois de traitement, elles diminuent

ensuite progressivement pour atteindre le même niveau que les éprouvettes EPZ et

ENP aux derniers mois de traitement. Le niveau final est identique à celui des autres

éprouvettes, protégées par courant galvanique ou non protégées.


167

Le Tableau V. 2 montre les évolutions des écarts des moyennes de potentiel ∆E.

Tableau V. 2. Evolution de ∆E en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec acier HR corrodé (avec ∆E = E(toff = 24 h) - E(toff = 0 h))

Temps (mois)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

EPZ 175 175 174 173 172 172 171 170 170 169 169 168 167 167 166

EPC 33 54 66 76 83 90 95 99 104 108 111 114 117 120 122

EPT 329 332 329 324 318 312 306 300 294 289 284 279 275 271 268

On constate que les écarts de potentiel sont toujours supérieurs à 100 mV pour les éprouvettes

EPZ et EPT alors que pour les éprouvettes EPC, les écarts sont inférieurs à 100 mV pendant

les 8 premiers mois de traitement (chiffres soulignés). On peut donc considérer, d’après la

littérature, que les différents aciers sont protégés à long terme.

II.2 RESISTANCE DE POLARISATION ET VITESSE DE CORROSION


La Figure V. 3 présente l’évolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du

temps de protection pour les éprouvettes avec aciers corrodés de type HA .

0,1

1

10

100


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10

100


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure V. 3. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec aciers corrodés de type HA


L’examen de cette figure conduit aux commentaires suivants :

- les valeurs initiales du courant de corrosion icorr sont comprises entre 1.3 et 3.2

µA/cm2 correspondant à une corrosion élevée [102] ;


168

- pour les éprouvettes non protégées et pour les éprouvettes protégées par courant

galvanique, les valeurs de icorr augmentent dans le temps indiquant une progression du

processus de corrosion.

Par contre, pour les éprouvettes EPT, l’évolution de icorr est plus variable mais, pour

tous les points de mesure, la densité de courant de corrosion reste dans le domaine

associé à une corrosion élevée (icorr = 2 µA/cm2 au 15ème mois de protection).

Pour ce cas de figure, aciers HA initialement corrodés, la protection cathodique peut limiter

légèrement la vitesse de corrosion mais d’une manière que l’on doit considérer insuffisante au

regard des limites de la littérature, les aciers restant dans le domaine de corrosion élevée.


La Figure V. 4 présente l’évolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du

temps de traitement pour les éprouvettes avec aciers corrodés de type HR.

0,1

1

10

100


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPBZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

0,1

1

10

100


i corr

(µA

/cm

²)

ENP EPBZ EPC EPT

Etat passif

Corrosion faible

Corrosion modérée

Corrosion élevée

Figure V. 4. Evolution des densités de courant de corrosion icorr en fonction du temps de traitement pour les éprouvettes avec des aciers corrodés de type HR


D’après cette figure, on peut écrire :

- les valeurs initiales du courant de corrosion icorr correspondent à un degré de corrosion

élevé, ce qui est bien en accord avec l’état initial des armatures ;

- pour l’ensemble des éprouvettes (non protégées, ENP, protégées par courant

galvanique, EPZ et EPC, ou par courant imposé, EPT), icorr augmente rapidement

pour atteindre des valeurs très élevées de 10 à 12 µA/cm2.

Ainsi, dans ce cas avec acier HR initialement corrodés, la protection cathodique ne semble

avoir aucune influence sur l’évolution de la corrosion des armatures.


169


II.3.1 Diagramme d’impédance

a . Aciers de type HA

La Figure V. 5 présente les diagrammes d’impédance obtenus au cours du traitement avec les

éprouvettes non protégées (ENP) pour les aciers initialement corrodés de type HA .

(a)

0

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80 100

Z' (K Ohms .cm²)

Z''

( K

Ohm

s.cm

²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

1

2

3

0 20 40Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 5. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de traitement pour les éprouvettes ENP, avec aciers HA corrodés,


L’examen de cette figure conduit aux commentaires suivants :

- le diamètre de l’arc aux basses fréquences a diminué au cours du temps d’exposition,

indiquant une augmentation de la dégradation de l’acier ;

- le demi-cercle aux fréquences intermédiaires est présent à toutes les échéances.

Comme on a déjà vu dans les essais préliminaires du chapitre 2, ce demi-cercle est lié

à la formation d’une couche de produits de corrosion à la surface de l’acier. Il subit


170

des modifications au cours du temps d’exposition, ce qui pourrait être expliqué par des

changements associés à la réaction électrochimique à l’interface acier-béton ;

- aux hautes fréquences, les arcs d’impédance présentent un comportement capacitif non

idéal. Les demi-cercles étant reculés vers l'axe imaginaire Z’’, la résistance du béton

d’enrobage diminue avec le temps d’immersion. Ceci pourrait être expliqué par la

fissuration du béton d’enrobage.

La Figure V. 6 donne la réponse obtenue avec les éprouvettes EPC (courant galvanique).

(a)

0

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80 100

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

2

4

0 20 40

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 6. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPC, avec aciers HA corrodés,


Sur cette figure, on constate :

- les arcs aux basses et moyennes fréquences diminuent au fil du temps de traitement

indiquant une augmentation de la dégradation des aciers et donc le fait que le courant

galvanique a une influence très limitée ;

- les arcs aux hautes fréquences diminuent aussi au fil du temps de traitement. Ceci peut

provenir de la dégradation du béton d’enrobage.


171

La Figure V. 7 donne la réponse obtenue avec les éprouvettes protégées par courant imposé

EPT.

(a)

0

2

4

6

8

0 20 40 60

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

2

4

0 20 40

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 7. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPT, avec aciers HA corrodés,


Les observations effectuées sur les éprouvettes précédentes restent valables à part que le

courant électrique a maintenu la valeur des rayons des arcs aux basses fréquences mais sans

faire disparaître les demi-cercles aux fréquences intermédiaires.

b . Acier de type HR

Les diagrammes d’impédance obtenues sur les éprouvettes avec aciers HR initialement

corrodés sont présentés Figure V. 8 pour les éprouvettes non protégées, Figure V. 9 pour les

éprouvettes protégées par courant galvanique et Figure V. 10 pour les éprouvettes protégées

par courant imposé.


172

(a)

0

2

4

0 20 40 60 80

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

1

2

0 20 40

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 8. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes ENPHR, avec aciers HR corrodés,


(a)

0

2

4

0 20 40 60 80

Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois


173

(b)

0

1

2

0 20 40Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hm

s.cm

²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 9. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour les éprouvettes EPCHR, avec aciers HR corrodés,


(a)

0

2

4

0 20 40 60 80Z' (K Ohms.cm²)

Z''

(K O

hms.

cm²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

(b)

0

1

2

0 20 40Z' ( K Ohms.cm²)

Z''

( K

Ohm

s.cm

²)

Avant

après 6 mois

après 15 mois

Figure V. 10. Evolution de la réponse d’impédance avec le temps de protection pour des éprouvettes EPTHR, avec aciers HR corrodés,



174

Ces différents diagrammes conduisent aux commentaires suivants :

- aux basses fréquences, les rayons des demi-cercles ont diminué en fonction du temps

d’immersion que les éprouvettes soient protégées ou non. L’allure des courbes

d’impédance nous indique que les systèmes de protection appliqués ne sont pas

suffisants pour offrir une protection efficace car ils sont incapables de provoquer une

augmentation des rayons des demi-cercles ;

- les arcs aux moyennes fréquences subissent les mêmes modifications que dans le cas

précédent avec aciers de type HA . On peut donc tirer la même conclusion à savoir une

augmentation de la dégradation des aciers et une influence très limitée des systèmes de

protection ;

- les spectres d’impédance aux hautes fréquences présentent un comportement capacitif

non idéal. Ils sont décalés vers l'axe imaginaire Z’’indiquant une diminution de la

résistance du béton avec le temps d’immersion.

II.3.2 Principaux résultats électrochimiques




obtenus pour les aciers initialement corrodés grâce aux diagrammes d’impédances précédents.

a . Résistance Rb et capacité Cc du béton d'enrobage

Le Tableau V.3 montre les valeurs de résistance Rc et la capacité Cc du béton d'enrobage.

Les commentaires induits par ce tableau sont les suivants :

- pour les éprouvettes avec aciers de type HA , les valeurs de capacité présentent

toujours des fluctuations de quelques nF/cm², indépendantes du temps d’immersion.

Par contre, la résistance électrique du béton diminue avec le temps d’immersion, mais

un peu moins rapidement lorsque les éprouvettes sont protégées. La diminution de

résistance électrique est certainement due à la fissuration de la matrice de béton ;

- pour les éprouvettes avec des aciers de type HR, la capacité du béton fluctue de

manière apparemment aléatoire en fonction de la durée d'immersion.

La résistance électrique du béton diminue dans tous les cas avec cette même durée

d'immersion ;

- on ne voit aucune influence significative de la protection cathodique, qu'elle soit

galvanique ou à courant imposé.


175

Tableau V. 3. Evolution des valeurs de Rb et Cc pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement corrodés, selon le type de protection

Rb (KΩΩΩΩ.cm²) Cc (nF/cm²) Type d’acier

Temps (mois)

ENP EPC EPT ENP EPC EPT

0 29.7 39.2 35.3 98.4 76.5 212.3

3 20.2 19.6 30.3 40.8 98.2 157.7

6 10.3 11.4 24.9 33.1 37.3 96.5

9 8.4 7.8 21.3 24.2 16.9 22.4

HA

15 7.3 8.4 19.5 45.8 13.2 116.2

0 39.4 31.9 33.5 310.0 75.1 68.7

3 21.3 24.2 26.1 61.7 62.4 48.1

6 17.4 10.5 11.9 56.5 33.3 77.2

9 7.4 9.3 10.1 154.0 48.4 81.6

HR

15 8.1 8.1 9.0 98.2 40.0 69.8

b . Evolution des phénomènes à l’interface acier-béton

Le Tableau V. 4 montre l’évolution des valeurs de résistance Roxy et de capacité Coxy des

oxydes à la surface des aciers initialement corrodés.

Tableau V. 4. Evolution des valeurs de Roxy et Coxy pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement corrodés, selon le type de protection

Roxy (ΩΩΩΩ) Coxy(µµµµF/cm²) Type d’acier

Temps (mois)


0 69.6 110.3 87.4 27.4 11.8 14.3

3 30.3 68.7 62.5 13.6 18.4 24.0

6 17.4 34.1 52.4 7.4 26.5 21.4

9 9.8 14.0 43.8 12.3 8.8 37.4

HA

15 7.0 22.9 34.2 16.0 1.8 17.1

0 80.3 56.2 71.6 5.7 0.5 20.5

3 67.3 32.8 50.0 35.1 12.4 76.8

6 22.4 11.8 32.3 106.0 71.4 48.9

9 17.2 9.4 17.0 71.0 321.0 145.0

HR

15 10.4 6.3 13.8 61.4 187.0 209.0


176

L’examen de ce tableau conduit aux commentaires suivants :

- pour les éprouvettes fabriquées avec les aciers de type HA , les variations de Coxy sont

aléatoires, mais dans tous les cas, elles sont très proches (∼ 20 µF/cm²) ce qui

correspond aux valeurs typiques de double couche ionique aux électrodes dans les

réactions électrochimiques [154, 155]. Ainsi, il semble que Coxy n’est pas influencé par

la polarisation des aciers.

Pour ces mêmes éprouvettes, la résistance diminue au cours du traitement, et on

constate que cette diminution est un peu plus importante pour les éprouvettes ENP, ce

qui peut correspondre à une couche de produit de corrosion plus épaisse ;

- pour les éprouvettes fabriquées avec les aciers de types HR, les valeurs initiales de

Coxy sont comprises entre 0.5 et 21 µF/cm² avant l’immersion. Ces valeurs augmentent

ensuite avec le temps d’immersion sauf pour les éprouvettes ENP ou l’évolution est

plus aléatoire. Le traitement électrochimique des éprouvettes ne paraît avoir aucune

influence sur le changement de la capacité.

Pour ces mêmes éprouvettes, la résistance diminue significativement au cours de

temps.

Cette augmentation de la capacité et cette diminution de la résistance pourraient

résulter d’un état de corrosion très important pour l’ensemble des éprouvettes.

c . Processus de corrosion

Le Tableau V. 5 montre l’évolution des valeurs de résistance Rtc et de capacité Cdl.

D’après ce tableau, on peut faire les commentaires suivants :

- pour les éprouvettes avec des aciers HA , les valeurs de Rtc diminuent

significativement, mais d'une manière moins rapide pour les éprouvettes protégées; les

valeurs finales pour les éprouvettes EPT étant les plus élevées.

Par contre, l’influence de la polarisation sur les capacités n’est pas claire. Ces résultats

sont toutefois en accord avec l’existence d’oxydes de fer sur toutes les éprouvettes ;

- pour les éprouvettes avec des aciers de type HR, les valeurs de Rtc diminuent

significativement pour toutes les éprouvettes, protégées ou non. Les valeurs finales

confirment, sans aucun doute, l’état de dégradation de la surface des aciers.

Par contre, à partir des résultats de la capacité on ne peut pas établir une relation entre

la polarisation des aciers et le changement de la capacité.


177

Tableau V. 5. Evolution des valeurs de Rtc et Cdl pour les éprouvettes avec aciers HA ou HR initialement corrodés, selon le type de protection

Rtc (kΩΩΩΩ.cm²) Cdl (mF/cm²) Type d’acier

Temps (mois)


0 6797.7 8253.4 4839.0 15.6 27.4 47.2

3 987.4 4797.6 3478.2 24.2 20.7 13.6

6 87.2 972.0 719.8 12.4 8.7 0.3

9 22.4 48.6 351.1 0.5 14 0.9

HA

15 3.7 9.4 130.0 2.6 0.9 5.3

0 2914.0 6974.4 8373.8 52.4 33.8 106.0

3 993.4 2471.9 5471.6 17.4 81.0 19.4

6 12.4 798.0 1718.6 38.8 73.8 16.9

9 6.8 36.2 109.0 2.8 33.4 2.9

HR

15 1.2 6.6 9.1 24.0 2.7 82.5

III. EXAMENS VISUELS

Des observations macroscopiques ont été effectuées sur les différentes éprouvettes et sur les

aciers en fin de traitement. Les photos les plus significatives sont présentées Figure V. 11,

Figure V. 12 et Figure V. 13.

(a) (b)

Figure V. 11. Aspect des éprouvettes (a) ENPHA après 10 mois d’immersion (b)ENPHR après 8 mois d’immersion


178

Figure V. 12. Etat superficiel de l’acier HA pour l’éprouvette de la Figure V. 11 (a)

Figure V. 13. Etat superficiel de l’acier HR pour l’éprouvette de la Figure V. 11 (b)

Les examens visuels effectués sur les éprouvettes (non protégées ou protégées par le courant

galvanique) montrent que quelques unes ont été gravement dégradées par corrosion, 8 ou 10

mois après, quel que soit le type d'acier utilisé (Figure V. 11).

Nous avons constaté que la surface des aciers est totalement corrodée et que les produits de

corrosion se sont propagés dans toute l’épaisseur du béton d’enrobage, jusqu’à la surface du

béton (Figure V. 12 et Figure V. 13). Ces produits de corrosion sont de couleurs marron et

noir au niveau de l’interface acier-béton, l’existence de produits de corrosion noirs étant liée

vraisemblablement à la présence de magnétite. La section des aciers de type HA et HR a ainsi

gravement diminuée au niveau de la surface d’exposition.

L’état des éprouvettes protégées par courant imposé (EPT) n’était pas le même pour les deux

types d’acier. Les éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HA sont dans un état de


179

dégradation beaucoup moins grave que celui des éprouvettes fabriquées avec des aciers de

type HR (Figure V. 14).

(a) (b)

Figure V. 14. Etat superficiel de l’acier pour (a) EPTHA et (b) EPTHR

IV. EXPLOITATION DES RESULTATS OBTENUS SUR

EPROUVETTES MODELES

IV.1 RELATION « POTENTIEL DE CORROSION - VITESSE DE CORROSION »

Nous avons tracé les graphes qui caractérisent la relation « E(24 h) – log icorr » pour toutes les

éprouvettes modèles fabriquées avec des aciers corrodés et non corrodés (Figure V. 15).

E = -122,3 Log (i) - 262,8

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0,1 1 10

icorr (µA/cm²)

E (m

V v

s S

CE

)

HA initialementnon corrodé

HA initialementcorrodé

E = -111,0 Log (i) - 292,9

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0,1 1 10 100

i corr (µA/cm²)

E (m

V v

s S

CE

)

HR initialementnon corrodé

HR initialementcorrodé

(a) (b)

Figure V. 15. Relation E(24 h) – icorr (a) éprouvettes en béton armé acier HA et (b) éprouvettes en béton armé acier HR.


180

Les pentes des courbes (-122.3 et -111.0, respectivement pour les éprouvettes avec acier HA

et acier HR) sont plus importantes que celles déterminées dans le cas des éprouvettes en béton

précontraint -83.7. Ceci signifie que la dissolution anodique est plus importante. Autrement

dit, la relation « E(24 h) – log icorr » caractérise dans ce cas une très faible cinétique de réaction

cathodique.

Les informations données dans les figures, indiquant l’évolution du potentiel d’électrode en

fonction du temps d’immersion (Figure IV. 1, Figure IV. 2, Figure V. 1, Figure V. 2),

suggèrent qu’une telle cinétique de réaction cathodique est probable pour les éprouvettes

modèles. Même après avoir appliqué un courant extérieur fixe, les potentiels des aciers sont

revenus rapidement à des valeurs moins négatives. Selon [157] la protection cathodique, sous

ces conditions, peut restaurer la passivité des aciers.

IV.2 DENSITES DE COURANT DE CORROSION

La Figure V. 16 présente une comparaison entre les valeurs de densité de courant de corrosion

icorr (Rp) et icorr (Rtc) calculées respectivement à partir de la résistance de polarisation Rp et de

la résistance au transfert de charge Rtc avec les conditions suivantes :

- icorr (Rp) = B/Rp, en prenant B égal à 26 pour les aciers considérés à l’état actif et à 52

pour les aciers considérés à l’état passif ;

- icorr (Rtc) = K/Rtc en prenant K égal à 30.

0,001

0,01

0,1

1

10

100

0,001 0,01 0,1 1 10 100

icorr Rp (µA/cm²)

i corr

Rtc

(µA

/cm

²)

éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés

éprouvettes fabriquées avec des aciers noncorrodésligne d'égalité

Figure V. 16. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion


181

Les résultats montrent que les valeurs de icorr (Rp) sont dans la plupart des cas plus grandes que

celles de icorr (Rtc), Rp n’est pas donc liée à Rtc

Les Figure V. 17 et Figure V. 18 présentent, pour chaque type d’éprouvettes modèles

étudiées, les valeurs de densité de courant de corrosion icorr (Rp) et icorr (Rtc) en fonction du

potentiel de l’acier. Dans les cas où Rtc est non mesurable (le diamètre du demi-cercle aux

basses fréquence est très grand), on a considéré la valeur maximum de Rtc soit

105KOhms.cm², ce qui peut donner des valeurs de icorr (Rtc) exagérément petites.

(a)

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

-650 -550 -450 -350 -250 -150 -50 50i co

rrR t

c (µ

A/cm

²)

i corr

R p(µ

A/cm

²)

E (mV vs SCE)

E-Rp

E-Rtc

(b)

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

-650 -550 -450 -350 -250 -150 -50 50

i corr

R tc (µ

A/cm

²)

i corr

R p(µ

A/cm

²)

E (mV vs SCE)

E-Rp

E-Rtc

Figure V. 17. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés,

(a) acier de type HA et (b) acier de type HR


182

(a)

0,001

0,01

0,1

1

10

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

-650 -550 -450 -350 -250 -150 -50 50

i corr

R tc (µ

A/cm

²)

i corr

R p(µ

A/cm

²)

E (mV vs SCE)

E-Rp

E-Rtc

(b)

0,001

0,01

0,1

1

10

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

-650 -550 -450 -350 -250 -150 -50 50

i corr

R tc (µ

A/cm

²)

i corr

R p(µ

A/cm

²)

E (mV vs SCE)

E-Rp

E-Rtc

Figure V. 18. Comparaison des valeurs de densité de courant de corrosion pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés,

(a) acier de type HA et (b) acier de type HR

Dans les plupart des cas, les valeurs de icorr (Rp) sont plus élevées, surtout lorsque les aciers

utilisés sont corrodés avant le traitement. En supprimant les valeurs de icorr (Rtc) calculées

pour Rtc = 105K Ohms.cm², on constate que les différences entre les deux séries de densité de

courant sont plus fortes pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés où les valeurs

de icorr (Rtc) occupent un domaine beaucoup plus large que celui des icorr (Rp).


183

Les examens visuels ont montré que les valeurs de potentiel de l’acier décrivent bien le degré

de corrosion. En se basant sur les potentiels, on peut juger laquelle des deux séries de courant

de corrosion représente le mieux l’état réel de l’acier.

Les histogrammes, illustrés dans les Figure V. 19 et Figure V. 20, donnent le pourcentage de

répétition de chaque domaine de courant de corrosion dans chaque intervalle de potentiels

présentés dans les Figure V. 17 et Figure V. 18.

Les domaines de courant de corrosion considérés sont (en µA/cm²) :

- i < 0.2, i [0.2, 0.5], i [0.5, 1.0], et i > 1.0

qui correspondent respectivement aux états de :

- passivation, corrosion faible, corrosion modérée, et corrosion élevée.

Les intervalles de potentiels sont (en mV vs SCE) :

- E > -125, E [-275, -125] et E< -275

qui correspondent respectivement aux probabilités de corrosion :

- faible, modérée, et élevée.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

E >

-125

et i

< 0

.2

E >

-125

et i

[0.

2, 0

.5]

E >

-125

et i

[0.

5, 1

.0]

E >

-125

et i

> 1

.0

E [-

275,

-125

] et i

< 0

.2

E [-

275,

-125

] et i

[0.

2, 0

.5]

E [-

275,

-125

] et i

[0.

5, 1

.0]

E [-

275,

-125

] et i

> 0

.1

E <

-275

et i

< 0

.2

E <

-275

et i

[0.

2, 0

.5]

E <

-275

et i

[0.

5, 1

.0]

E <

-275

et i

> 0

.1

fréqu

ence

(%)

i calculé à partir de Rtc

i calculé à partir de Rp

Figure V. 19. Pourcentage de répétition de chaque domaine de courant de corrosion dans chaque intervalle de potentiel pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés


184

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

E >

-125

et i

< 0

.2

E >

-125

et i

[0.

2, 0

.5]

E >

-125

et i

[0.

5, 1

.0]

E >

-125

et i

> 1

.0

E [-

275,

-125

] et i

< 0

.2

E [-

275,

-125

] et i

[0.

2, 0

.5]

E [-

275,

-125

] et i

[0.

5, 1

.0]

E [-

275,

-125

] et i

> 0

.1

E <

-275

et i

< 0

.2

E <

-275

et i

[0.

2, 0

.5]

E <

-275

et i

[0.

5, 1

.0]

E <

-275

et i

> 0

.1

fréqu

ence

(%)

i calculé à partir de Rtc

i calculé à partir de Rp

Figure V. 20. Pourcentage de répétition de chaque domaine de courant de corrosion dans chaque intervalle de potentiel pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés

Pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés, on constate que les valeurs de

icorr (Rtc) et de icorr (Rp) sont réparties de la manière suivante :

- pour l’intervalle de E > -125 mV vs SCE, la série icorr (Rtc) représente mieux le degré

de corrosion, alors que les valeurs de icorr (Rp) indiquent un état de dégradation

exagéré ;

- pour l’intervalle de E [-275, -125] mV vs SCE, la série icorr (Rp) représente mieux le

degré de corrosion car les valeurs de icorr (Rtc) sont très petites et ne sont donc pas en

accord avec la probabilité de corrosion indiquée par les potentiels ;

- pour l’intervalle de potentiel E < -275 mV vs SCE, les valeurs de courant des deux

séries sont exagérées.

Pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés, les observations suivantes peuvent

être faites :

- dans l’intervalle de E > -125 mV vs SCE, les deux séries de courant de corrosion

représentent bien le degré de corrosion ;

- dans l’intervalle de E [-275, -125] mV vs SCE, les deux séries représentent bien le

degré de corrosion avec un meilleur accord cependant pour la série icorr (Rp);

- dans l’intervalle de potentiel E < -275 mV vs SCE, la série icorr (Rp) représente

parfaitement le degré de corrosion, alors que les valeurs de la série icorr (Rtc) sont très

petites et ne correspondent pas à l’état réel de dégradation.


185

Pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés, les examens visuels ont montré

la formation d’une couche de produits de corrosion sur la surface des aciers seulement pour

les éprouvettes non protégées et pour les éprouvettes protégées par courant galvanique. Les

valeurs de icorr devraient donc être entre 0.2 et 1,0 µA/cm², mais ce n’est pas le cas. Cela peut

signifier que les valeurs de icorr (Rp) et de icorr (Rtc) (surtout les valeurs de icorr (Rp)) sont

exagérées lorsque la corrosion n’est pas généralisée.

Par contre, pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers initialement corrodés, et pour

lesquels les aciers se sont ensuite gravement corrodés au cours du traitement, on estime que

les valeurs de icorr (Rp) représentent mieux le degré de corrosion car toutes ces valeurs se

situent dans le domaine de corrosion élevée. icorr (Rp) détermine mieux le degré réel de

corrosion lorsque la corrosion est générale.

IV.3 RELATION ENTRE ICORR (RP ) FINAL ET ICORR (RP )INITIAL

Même si les valeurs de icorr sont parfois très élevées et ne sont pas en accord avec l’état des

aciers, les évolutions de ces valeurs de icorr en fonction du temps d’exposition sont en

concordance avec celles des potentiel d’aciers, les valeurs de courant élevées correspondant

aux aciers les plus dégradés.

A titre d’exemple, le graphe de la Figure V. 21 présente les valeurs finales des courants de

corrosion mesurées après 15 mois de traitement en fonction des valeurs initiales mesurées

avant le traitement.

Pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés, ayant des valeurs initiales de

icorr comprises entre 0.19 et 0.37 µA/cm2, on constate que les valeurs finales de icorr pour les

différents types d’éprouvettes sont en ordre croissant selon EPT, EPZ et EPC, ENP, ce qui

est parfaitement concordant avec les observations visuelles. Cependant, si le classement est

bon, les valeurs numériques sont trop élevées (comme déjà signalé).

Pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés ayant des valeurs initiales de icorr

comprises entre 1.3 et 3.2 µA/cm2, les valeurs de icorr finales sont très élevées quel que soit le

type de système de protection. Un classement ne peut pas être proposé.

Il apparaît donc que l’efficacité du système de protection dépende de l’état de corrosion initial

de l’acier. Les systèmes de protection appliqués peuvent être utiles pour la prévention

cathodique mais ne peuvent pas offrir une protection efficace si les aciers sont corrodés avant

leur mise en application.


186

(a)

0,1

1

10

0,1 1 10

i co

rrfin

al (µ

A/c

m²)

icorr initial (µA/cm²)

ENP HA EPZ HA EPC HA EPT HA

ENP HR EPZ HR EPC HR EPT HR

(b)

0,1

1

10

100

0,1 1 10 100

i co

rrfin

al (µ

A/c

m²)

icorr initial (µA/cm²)

ENP HA EPZ HA EPC HA EPT HA

ENP HR EPZ HR EPC HR EPT HR

Figure V. 21. Variation de icorr final en fonction de icorr initial pour a) éprouvettes fabriquées avec des aciers non corrodés

b) éprouvettes fabriquées avec des aciers corrodés.


187

V. SYNTHESE

L’objectif de ce chapitre était d’étudier l’efficacité des systèmes de protection cathodique

galvanique et par courant imposé sur des éprouvettes modèles dont les aciers étaient corrodés

avant l’application du processus de protection.

Les évolutions du potentiel d’électrode en fonction du temps d’exposition montrent que le

courant galvanique n’influence pas les potentiels mesurées à 24 heures après la déconnexion

des anode sacrificielles quel que soit le type d’acier utilisé.

L’application d’un courant imposé, de 5 mA/m² de la surface active de l’acier, ne produit pas

le même résultat pour les deux types d’acier (HA ou HR) : alors que les potentiels des

éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HA sont maintenus à des valeurs nettement

moins négatives que les potentiels des éprouvettes non protégées ou protégées par courant

galvanique, les potentiels des éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HR diminuent

légèrement pour devenir très proches des potentiels des autres éprouvettes après quelques

mois de traitement.

La vitesse de corrosion est influencée par l’application des systèmes de protection dans le cas

des éprouvettes fabriquées avec des aciers de type HA . La diminution du courant de

corrosion, calculée à partir de la résistance de polarisation, est plus forte lors de l’application

du système à courant imposé, mais les valeurs du courant de corrosion restent assez élevées

pour toutes les éprouvettes. Par contre, la vitesse de corrosion de la série d’éprouvettes avec

des aciers HR n’est pratiquement pas influencée par les systèmes de protection. Les valeurs

de courant de corrosion dans ce cas sont très proches pour toutes les éprouvettes.

Les réponses d’impédance électrochimique, et les valeurs des résistances mesurées à partir de

ces mesures, montrent que la résistance électrique des bétons diminue pour toutes les

éprouvettes, indiquant une dégradation du béton d’enrobage. Cette diminution est moins

importante dans le cas des aciers HA avec protection par courant imposé.

Pour toutes les éprouvettes, un demi-cercle apparaît aux fréquences intermédiaires, révélant la

formation d’une couche sur les aciers, qui correspond certainement aux produits de corrosion.

L’application de systèmes de protection ne modifie pratiquement pas ce demi-cercle.

La résistance au transfert de charge diminue pour toutes les éprouvettes, mais cette diminution

est moins importante pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers HA et protégées.


188

Les indications données par les mesures électrochimiques sont globalement en accord avec les

examens visuels. Les systèmes de protection ne sont pas capables de stopper le

développement de la corrosion mais, dans le cas des aciers de type HA , ils peuvent en

diminuer la vitesse.

Les valeurs de potentiels mesurés pour toutes les éprouvettes modèles (acier corrodé ou non

corrodé) indiquent bien l’état réel de dégradation de l’acier. En se basant sur les valeurs de

potentiel, nous avons constaté que les courants de corrosion icorr (Rp), calculés à partir de la

résistance de polarisation, décrivent mieux le développement de la corrosion que ceux

calculés à partir de la résistance au transfert de charge icorr (Rtc). Mais les valeurs de

icorr (Rp) sont très exagérées dans le cas où la corrosion est localisée. Nous ne pouvons pas

ainsi utiliser les critères mentionnés dans la littérature [102] pour décrire le degré de

dégradation des aciers étudiés dans ce travail lorsque la corrosion est limitée. Mais dans tous

les cas, l’évolution des valeurs mesurées permet de comparer l’état des aciers pour les

différents types d’éprouvettes (protégées ou non protégées) et de vérifier l’efficacité du

système de protection.

Les réponses d’impédance indiquent bien l’évolution des caractéristiques électrochimiques

des aciers et du béton, mais les valeurs du courant de corrosion calculées à partir de la

résistance au transfert de charge, comme proposé par la littérature, sont quelquefois très

petites et ne représentent pas l’état réel de corrosion. Ceci peut être attribué à des valeurs très

grandes de la résistance calculée à partir du demi-cercle aux basses fréquence, ou parce que

les valeurs proposées pour la constante B de la relation ne correspondent qu’à des aciers

gravement corrodés.

Synthèse générale et conclusion

189

SYNTHESE GENERALE

ET CONCLUSION


190

L’objectif de ce travail de recherche consistait à étudier l’efficacité de protections

cathodiques, spécialement la protection galvanique, sur des poutrelles en béton précontraint et

sur des éprouvettes modèles ayant des aciers sains ou corrodés.

Nous avons tout d’abord effectué une étude bibliographique centrée sur la corrosion de l’acier

due à la présence d’ions chlore dans le béton, les techniques électrochimiques et les méthodes

non destructives utilisées pour suivre l’évolution de l’état de corrosion des aciers dans le

béton.

L’étude bibliographique a montré que la corrosion de l’acier est la cause majeure de

dégradation des ouvrages en béton armé et précontraint, surtout lorsque ces ouvrages sont

exposés à un milieu marin ou aux sels de déverglaçage.

Elle a signalé aussi que les techniques électrochimiques de maintenance, et plus

particulièrement la protection cathodique, représentent des moyens efficaces pour protéger

l’acier des structures. Il est connu que la protection cathodique améliore la stabilité

thermodynamique de l’acier dans le béton, même en présence des ions chlore. Mais elle peut

provoquer, comme les autres méthodes électrochimiques de maintenance, des effets

secondaires négatifs surtout pour les aciers sous contrainte (comme l’acier du béton

précontraint) où le risque de fragilisation par hydrogène est très important. Cette fragilisation

pourrait être due à la polarisation des aciers, c’est pourquoi la protection cathodique

galvanique pourrait être une solution mieux adaptée pour ces types d’ouvrage.

En vue de suivre l’état de l’acier dans le béton, nous avons orienté une partie de l’étude

bibliographique sur les techniques électrochimiques, spécialement :

- le potentiel d’électrode de l’acier pour indiquer les zones susceptibles de présenter un

risque de corrosion,

- la résistance de polarisation qui donne la vitesse de corrosion au moment de la mesure,

- l’impédance électrochimique pour caractériser l’interface acier-béton et le béton

d’enrobage.

Le but premier de ce travail était de vérifier l’efficacité de la protection galvanique appliquée

aux éléments de béton précontraint. Nous avons utilisé deux sortes d’éprouvettes :

- des poutrelles en béton précontraint ;


191

- des éprouvettes cubiques en béton normal « modèles ». Pour ces dernières, nous avons

distingué deux types de barres d’armature : les barres en acier à haute adhérence

largement utilisées dans les structures en béton armé, et les barres en acier à haute

résistance, similaires à celles utilisées pour les poutrelles en béton précontraint.

Afin d’accélérer la corrosion des aciers dans les poutrelles en béton précontraint, nous avons

choisi de les immerger partiellement dans une solution agressive riche en chlorure (35 g/l

NaCl). Ce type d’immersion partielle nous permet de créer trois zones différentes vis-à-vis du

risque de corrosion : une zones immergée avec un accès en oxygène limité, une zone

intermédiaire où il y a à la fois diffusion de chlorure et d’oxygène, et une zone non immergée

où la diffusion des chlorures est faible, voire nulle.

Pour les éprouvettes « modèles », nous avons choisi d’introduire des ions chlore (2% ppc)

dans l’eau de gâchage du béton.

Les deux genres d’éprouvettes (poutrelles en béton précontraint et éprouvettes modèles) ont

été soumis à différents types de systèmes de protection. Deux systèmes sont basés sur des

courants galvaniques qui offrent aux aciers un potentiel inférieur à -800 mV vs SCE et une

dépolarisation supérieure à 100 mV après un temps de 4 heures ; ils ont été appliqués aux

deux genres d’éprouvettes. Dans le cas des éprouvettes modèles, un troisième système de

protection par courant imposé (de densité 5mA/m² de la surface active de l’acier) a été aussi

appliqué.

Pour les poutrelles en béton précontraint l’électrolyte utilisé est la solution saline d’immersion

elle-même, et pour les éprouvettes modèles l’électrolyte utilisé est l’eau de robinet.

Potentiel d’électrode

Comme on a vu dans le chapitre I, pour qu’un système de protection cathodique soit efficace,

la variation de potentiel ∆E = E(toff = 4 h) - E(toff = 0 h) doit être supérieure à 100 mV.

L’utilisation des anodes à base de zinc comme anodes sacrificielles n’offre pas toujours la

possibilité d’avoir ce seuil lorsque les aciers ont déjà un potentiel très négatif (< -300 mV).

C’est également le cas lorsque des aciers plus sensibles au phénomène de la corrosion comme

les aciers de type HR sont utilisés.


192

Il faut noter que ce seuil de variation de potentiel supérieure à 100 mV est une condition

nécessaire mais pas suffisante pour assurer l’efficacité de la protection dans les zones

exposées aux conditions de corrosion aérienne.

Le mécanisme conventionnel, à la base duquel la protection cathodique provoque la passivité

des aciers exposés aux conditions de corrosion aérienne, est de placer leurs potentiels

d’électrode dans les zones passives [158]. Un tel mécanisme est seulement effectif quand on

applique une densité de courant au moins aussi grande que le courant de corrosion.

L’augmentation rapide du potentiel après la coupure du courant de protection suggère que, si

le mécanisme de changement de potentiel est le principal effet, l’application de techniques

électrochimiques aux structures en béton ne va les protéger que pour un petit pourcentage de

leur vie. Par exemple Glass et al [159], ont montré que l’application d’un courant de

protection équivalent à 6mA/m² peut repassiver des aciers subissant une vitesse initiale de

corrosion de l’ordre de 60 mA/m² dans des conditions caractérisées par une faible cinétique de

réaction cathodique (exposition aérienne). Ils ont montré aussi que les effets instantanés

protecteurs des potentiels négatifs provoqués par l’application de courant de protection de

faible densité peuvent être négligeables dans de telles conditions d’exposition. Ce mécanisme

n’est donc pas le seul effet principal. Par contre quand la cinétique de réaction cathodique est

fortement polarisée, comme dans le cas où l’accès de l’oxygène est limité, un faible courant

de protection peut provoquer une réduction de l’environnement à coté de la surface d’acier.

La base conventionnelle de protection cathodique dans ce cas est d’appliquer et garder des

potentiels négatifs indiquant un risque négligeable de corrosion.

Les résultats des mesures de potentiel d’électrode de l’acier prouvent que la protection

cathodique, par une densité de courant faible, provoque des changements au niveau de

l’interface acier-béton lorsque les aciers à protéger sont assez proches des anodes

sacrificielles et s’ils ne sont pas corrodés avant l’application du système de protection.

Dans le cas des poutrelles en béton précontraint, la mesure de potentiel de l’acier montre que

le courant galvanique appliqué peut polariser l’acier à des valeurs assez négatives. La

dépolarisation des aciers, spécialement dans la zone intermédiaire, était rapide.

Dans le cas des éprouvettes modèles, la mesure de potentiel d’acier montre que l’application

de courant galvanique est seulement efficace dans le cas où les aciers ne sont pas corrodés

avant le traitement (prévention cathodique). Mais ce système est sans aucune efficacité

lorsque les aciers sont initialement corrodés (protection cathodique). Pour le système à


193

courant imposé, l’application d’un courant de protection de 5mA/m² de la surface active de

l’acier aux éprouvettes modèles est toujours plus efficace, sauf pour les aciers à haute

résistance initialement corrodés.

Il faut prendre en compte que le potentiel de l’acier est lié à l’état de conservation de l’acier

dans le béton, mais il n’existe pas de relation claire entre les valeurs de potentiel et l’état de

corrosion de l’acier car les paramètres environnementaux influent aussi sur les valeurs de

potentiel. On ne peut pas ainsi juger de l’efficacité du système de protection à l’aide

seulement des valeurs de potentiel. Ces valeurs sont des indicateurs mais ne peuvent pas

donner des informations certaines sur l’état réel des aciers.

Par ailleurs, les mesures de potentiel ne fournissent aucun renseignement sur la vitesse de

corrosion. C’est pourquoi il est essentiel d’étudier l’évolution de la vitesse de corrosion afin

de déterminer l’efficacité du système de traitement.

Vitesse de corrosion

La densité de courant de corrosion a été calculée à partir de la relation de Stern Geary. Selon

Andrade et Alonso [102] les aciers du béton armé sont considérés en état passif si icorr est

inférieur à 0.2 µA/cm², en état de corrosion faible si icorr est entre 0.2 et 0.5 µA/cm², en état de

corrosion modérée si icorr est entre 0.5 et 1.0 µA/cm² et en état de corrosion élevée si icorr est

supérieur à 1.0 µA/cm². En utilisant les critères donnés dans le chapitre I, nous pouvons faire

une analyse globale des résultats et retenir les constatations suivantes :

- l’efficacité d’une protection galvanique appliquée aux éléments de béton précontraint

dépend de l’accessibilité de l’oxygène et des ions chlore. Au point 3, placé juste au

dessus de niveau de la solution saline, le courant galvanique permet de diminuer la

vitesse de corrosion mais sans avoir la capacité d’éviter totalement le risque de

corrosion en ce point. Pour la partie immergée des poutrelles (points 1 et 2), le courant

galvanique a influencé les valeurs de icorr au point 2 qui est le plus proche des anodes

sacrificielles ;

- l’application de courant galvanique aux éprouvettes modèles non corrodées

(prévention cathodique) diminue la vitesse de corrosion sans être suffisant pour

l’éviter. Les résultats obtenus montrent que ce système de protection est plus efficace

lors de l’utilisation d’aciers de type HR. Par contre, la protection cathodique par


194

courant imposé (5 mA/m² de la surface active de l’acier protégé) a été nettement plus

efficace en diminuant la vitesse de corrosion à des valeurs très basses. Selon les

résultats on peut estimer que ce type de protection pourrait éviter totalement la

corrosion de l’acier ;

- l’application de courant galvanique aux éprouvettes modèles initialement corrodées

(protection cathodique) ne diminue pas le processus de corrosion. La protection

cathodique par courant imposé de 5 mA/m² n’est pas efficace non plus dans ce cas,

même si elle conduit à diminuer les valeurs de icorr pour les éprouvettes ayant des

aciers de type HA .

Réponse d’impédance

Les diagrammes d’impédance électrochimique ont été tracés en utilisant la technique EIS. Les

réponses du système acier-béton ont été examinées sur un intervalle de fréquences de 100

KHz à 10 mHZ, la perturbation appliquée sur le système était de 10 mV pic à pic à partir du

potentiel d’électrode de l’acier. Grâce à ces diagrammes nous avons mesuré les différents

paramètres physiques et électrochimiques qui caractérisent l’interface acier béton et le béton

d’enrobage lui-même. En général, les résultats obtenus montrent que:

- le courant de protection peut influencer aussi les caractéristiques liées à la formation

d’une couche de produits de corrosion à la surface de l’acier, les paramètres qui

présentent cette couche d’oxydes sont Roxy et Coxy (résistance des oxydes et capacité

des oxydes), que l’on peut calculer à partir de l’arcs obtenus aux fréquences

intermédiaires. Cependant, comme on l’a vu dans la bibliographie, l’existence de cet

arc pourrait avoir d’autres explications. Dans cette étude nous avons constaté que

l’application de courant de protection (galvanique ou imposé) a une influence sur

l’apparition de cet arc et sur son volume (résistance). Le courant galvanique était

suffisant pour empêcher ou au moins retarder l’apparition de cet arc pour les poutrelles

en béton précontraint. Mais ce système de protection n’empêche pas l’existence de cet

arc dans le cas des éprouvettes modèles corrodées ou non, quel que soit l’acier utilisé.

Le système de protection par courant imposé est cependant un peu plus efficace pour

les éprouvettes modèles non corrodées, car il empêche l’apparition de ces arcs pour les

éprouvettes avec aciers HA et diminue les rayons des arcs pour les éprouvettes avec

aciers HR. Pour les éprouvettes modèles corrodées (protection cathodique) le courant


195

imposé n’a pratiquement eu aucune influence. Les valeurs de Coxy mesurées sont de

l’ordre du µF/cm². Pour les éprouvettes modèles non corrodées avec des aciers HA ,

ces valeurs sont de l’ordre d’une centaine de µF/cm² ; le courant galvanique diminue

ces valeurs en fonction du temps de protection. Coxy est plus petite pour les autres

éprouvettes modèles (corrodées ou non), de l’ordre de 20 µF/cm² (valeurs de double

couche anodique).

- les réponses d’impédance obtenues aux hautes fréquences, qui caractérisent le béton

d’enrobage, sont modifiées en fonction de temps d’immersion pour toutes les

éprouvettes. La résistance électrique (Rb) du béton diminue et sa capacité (Cc) varie

selon le changement de concentration en ions chlore dans la solution interstitielle du

béton. Les valeurs de Cc restent de l’ordre du nF/cm². Les valeurs de résistance de

béton de poutrelles en béton précontraint sont considérablement plus élevées que

celles du béton armé.

- l’application d’un courant de protection pourrait modifier les caractères

électrochimiques liés au processus de corrosion sur la surface de l’acier si la densité de

courant était suffisamment élevée pour repassiver la surface de l’acier. On a noté une

augmentation du rayon des demi–cercles aux basses fréquences pour les poutrelles en

béton précontraint protégées par courant galvanique. De même, les systèmes de

prévention (galvanique ou par courant imposé) appliqués aux éprouvettes modèles non

corrodées ont donné des résultats favorables en ce sens qu’ils permettent d’éviter ou

au moins de réduire le risque de corrosion quel que soit le type d’acier utilisé. Par

contre, le système de protection galvanique n’est pas efficace pour repassiver les

aciers déjà corrodés, et le système de protection par courant imposé n’est efficace que

dans le cas des aciers de type HA ;

- les évolutions de la capacité Cdl, associée au phénomène de double couche, ne sont pas

significatives pour toutes les éprouvettes, les valeurs mesurées étant toujours de

l’ordre du mF/cm². Pour les poutrelles en béton précontraint, nous avons constaté que

ces valeurs de capacité sont de l’ordre de quelques mF/cm² ce qui pourrait

correspondre à un comportement résistif. Pour les éprouvettes non protégées Cdl

diminue légèrement en fonction du temps d’immersion alors que le courant galvanique

stabilise ces valeurs. Pour les éprouvettes modèles, quel que soit le type de l’acier

utilisé, les valeurs de Cdl correspondent au phénomène de corrosion et un film

d’oxydes de fer d’épaisseur de l’ordre de 10 nm pourrait avoir lieu. Nous n’avons pas

pu établir une relation entre le courant de protection et le changement de Cdl ;


196

Teneur en ions chlore

Les analyses de concentration en ions chlore indiquent que les systèmes de protection peuvent

diminuer un peu la teneur en ions chlore près de la surface des aciers, mais, dans cette série

d’expériences, la concentration reste supérieure au seuil provoquant le commencement de

corrosion.

Observations visuelles

Les observations visuelles que nous avons réalisées n’ont pas indiqué de modifications du

matériau béton lorsque les systèmes de protection ont été appliqués. Nous n’avons pas

observé la formation de gel silico-alcalin ou la formation d’ettringite secondaire. L’essai de

flexion simple montre que le courant galvanique ne change pas non plus le comportement

mécanique des poutrelles en béton précontraint.

En observant l’état réel des aciers à la fin des expérimentations, nous avons remarqué que les

paramètres obtenus à partir des réponses d’impédance correspondent mieux à l’état réel de

corrosion (état réel de corrosion faible). Au contraire, les valeurs de potentiel de l’acier et de

icorr Rp , spécialement pour les poutrelles en béton précontraint, indiquent un état de corrosion

très exagéré. Dans la zone intermédiaire des poutrelles en béton précontraint, les valeurs de icorr

Rp sont très élevées mais la corrosion des aciers est en réalité limitée. La même remarque peut

être faite pour les éprouvettes modèles avec des aciers non corrodés avant le traitement. Par

contre, pour les éprouvettes fabriquées avec des aciers initialement corrodés, et pour lesquels

les aciers se sont ensuite gravement corrodés au cours du traitement, on estime que les valeurs

de icorr (Rp) représentent mieux le degré de corrosion car toutes les valeurs se situent dans le

domaine de corrosion élevée. Ainsi, icorr (Rp) détermine mieux le degré réel de corrosion

lorsque la corrosion est généralisée.

L’inconvénient de ces mesures d’impédance réside dans leur interprétation qui est assez

délicate et dans le fait que plusieurs théories co-existent, notamment pour l’explication de la

formation des demi –cercles qui apparaissent aux moyennes fréquences. Il conviendrait donc

de continuer des recherches sur ce domaine, car les appréciations non destructives et fiables

des états de corrosion des aciers présentent un intérêt certain pour le diagnostic des ouvrages.

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Bibliographie

210

Annexes

211

ANNEXES

Annexes

212

I. MESURES DE LA MASSE VOLOMIQUE APPARENTE ET DE LA

POROSITE D’UN BETON DURCI (MODE OPERATOIRE AFPC-

AFREM)

Cette méthode a été réalisée selon le mode opératoire recommandé par l’AFPC-AFREM

[160]. L’essai comprend les étapes suivantes : saturation en eau sous vide, pesée

hydrostatique et étuvage à 105 °C jusqu’à la stabilisation de la masse (lorsque deux pesées

consécutives espacées de 24 heures ne différent pas de plus de 0.05%).

On utilise les formules suivantes pour calculer la masse volumique apparente sèche et la

porosité accessible à l’eau :

ρd = Ms / Va

P = 100 Veau / Va

Où :ρd est la masse volumique apparente sèche [kg/m3], M s est la masse du matériau sec [kg],

P est porosité accessible à l’eau du matériau [%], Veau est le volume d’eau du matériau à l’état

saturé, et Va est le volume apparente du matériau [m3].

Annexes

213

II. EXTRACTION ET DOSAGE DES CHLORURES LIBRES ET

TOTAUX DANS LE BETON

II.1 M ISE EN SOLUTION DES CHLORURES TOTAUX

Environ 5 g (soit Mpe) de poudre ont été introduits dans un bécher propre et sec de 250 ml. 50

ml d’eau déminéralisé ont ensuite été ajoutés en agitant pendant 2 minutes. La dissolution des

chlorures se fait quand on rajoute dans le bécher une solution de 20 d’acide nitrique (HNO3)

mélangé à 80 ml d’eau distillé suivant la méthode standard NT BUILD 208 [161] et AFPC-

AFREM [160]. Le mélange a été ensuite agité à 80 °C pendant 30 minutes. La solution a été

filtrée sous vide à l’issue de l’agitation et complétée à 250 ml (Vfiole) dans une fiole jaugée.

Finalement, la solution est insérée dans un flacon plastique en attendant le dosage.

II.2 M ISE EN SOLUTION DES CHLORURES LIBRES

Les chlorures libres sont ici définis comme étant la partie des chlorures totaux extractible à

l’eau. Environs 5 g (soit Mpe) de poudre ont été introduits dans un bécher de 250 m, 200 ml

d’eau déminéralisée ont ensuite été ajoutés en agitant pendant 3 minutes. Ensuite, la solution a

été filtrée et complétée à 250 ml (Vfiole) dans une fiole jaugée.

II.3 DOSAGE

L’analyse est effectuée par dosage au Titrimètre. Le dosage des chlorures se base sur la

réaction de précipitation du chlorure d’argent (une solution de nitrate d’argent 0.01 N a été

utilisée pour effectuer la précipitation). La mesure est faite par titration potentiométrique à

courant nul avec l’aide d’un électrode d’argent ; les solution dosées sont toujours gardées à

température ambiante (21 ± 2 °C).

50 ml du filtrat a été prélevé (soit Vprélevé) à la pipette et versé dans un bécher. Ensuite un

volume Ve (ml) de nitrate d’argent a été ajouté.

La teneur en chlorures exprimée en gramme pour 100 g d’échantillon est donnée par la

relation :

Cl = (100*35.5*CAg*V e*10-31/Mpe)*(V fiole /Vprélevé).

Où : Cl est la teneur en Cl (% masse de béton), CAg est le titre de la solution de nitrate

d’argent, Ve est le volume de nitrate d’argent ajouté (ml), Mpe est la du produit (g), Vfiole est le

volume de la fiole (ml), et Vprélevé est le volume prélevé pour l’analyse (ml).

Annexes

214

III. ANODE “RENDEROC GALVASHIELD CC”

RENDEROC GALVASHIELD CC est une anode sacrificielle d’un métal (zinc activé)

entouré d’un mortier cimentaire hautement alcalin, qui maintient dans ses pores une solution

avec un pH suffisamment élevé, Conforme à l’EN 12-696. »

Galvashield CC est une unité de 65 mm de long et 45 mm de diamètre pour une utilisation

dans un béton dont l’épaisseur dépasse normalement 100 mm comme dans le cas de ponts, de

piscines ou d’ouvrages en béton coulé sur chantier. Le potentiel initial de cette anode est de -

1000 mV vs SCE.

Les avantages de ces anodes, d’après les fiches commerciales, sont :

- coût déterminé pour la prévention de la corrosion ;

- protége contre les chlorures résiduels ;

- offre une large protection ;

- installation rapide et facile ;

- diminue la fréquence de maintenance ;

- performance mesurable ;

- adapté aux structures post ou précontraintes ;

- technologie reconnue ;

- durée de vie supérieure à 20 ans.

Annexes

215

IV. RESULTATS EXPERIMENTAUX (POTENTIEL D’ELECTRODE)

IV.1 POUTRELLES EN BETON PRECONTRAINT

ENP Point 1

-850

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

ENP1 ENP2 ENP3 Max Min Lissage

EPZ Point 1, t off = 0 h

-850-800-750

-700-650-600-550

-500-450-400-350

-300-250-200-150

-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPZ1 EPZ2 EPZ3 EPZ4 Max Min Lissage

EPC Point 1, t off = 0 h

-850-800-750

-700-650-600-550

-500-450-400-350

-300-250-200-150

-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPC1 EPC2 EPC3 EPC4 Max Min Lissage

Annexes

216


-850

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPC Point 1, t off =24 h

-850

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


ENP Point 2

-850

-800

-750

-700

-650-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

217


-850-800

-750-700-650-600

-550-500-450

-400-350-300

-250-200-150-100

-500

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)



-850-800-750-700-650-600-550-500-450

-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)



-850

-800

-750

-700

-650-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

218

EPC Point 2, t off =24 h

-850

-800

-750-700

-650

-600

-550

-500

-450-400

-350

-300

-250

-200

-150-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPC1 EPC2 EPC3 EPC4 Max -194 Lissage

ENP Point 3

-850

-800

-750

-700-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)



-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

219


-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPLZ Point 3, t off = 24 h

-850

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPZ1 EPZ2 EPZ3 EPLZ4 Max Min Lissage


-850

-800

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

220

IV.2 EPROUVETTES MODELES (ACIERS NON CORRODES INITIALEMENT)

ENP HA non corrodés

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

ENP1 ENP2 ENP3 Max Min lissage

EPZ HA non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)

EPZ 1 EPZ 2 EPZ 3 Max Min lissage

EPC HA non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)

EPC 1 EPC 2 EPC 3 Max Min lissage

Annexes

221

EPT HA non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)

EPT 1 EPT 2 EPT 3 Max Min lissage

EPZ HA non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPC HA non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


Annexes

222

EPT HA non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


ENP HR non corrodés

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPZ HR non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

223

EPC HR non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPT HR non corrodés, t off = 0

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPZ HR non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

224

EPC HR non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPT HR non corrodés, t off = 24 h

-750

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


IV.3 EPROUVETTES MODELES (ACIERS CORRODES INITIALEMENT)

ENP HA corrodés

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


Annexes

225

EPZ HA corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPC HA corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPT HA corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


Annexes

226

EPZ HA corrodés, t off = 24 h

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPC HA corrodés, t off = 24 h

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPT HA corrodés, t off = 24 h

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

227

ENP HR corrodés

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPZ HR corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPC HR corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


Annexes

228

EPT HR corrodés, t off = 0

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


EPZ HR corrodés, t off = 24 h

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s S

CE

)


EPC HR corrodés, t off = 24 h

-950-900-850-800-750-700-650-600-550-500-450-400-350-300-250-200-150-100-50

0

0 3 6 9 12 15 18

Temps (mois)

E (m

V v

s SC

E)


thèse al hajjar version finale - thèses en ligne de l...

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