Etude des ouvrages maritimes et fluviaux renforcés par des matériaux composites

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1 Année 2013 N d ordre UNIVERSITE D ARTOIS THESE Pour obtenir le grade de Docteur de l université Spécialité : Sciences pour l ingénieur Option : Génie Civil Présentée et soutenue publiquement par Mardy LONG Etude des ouvrages maritimes et fluviaux renforcés par des matériaux composites Soutenue le 5 septembre 2013 devant la commission d examen composée de : Rapporteurs : M.William PRINCE, Professeur des Universités INSA de Rennes M. Yves DELMAS, Professeur des Universités Université de Champagne Ardenne Directrice de thèse : Mme Chafika DJELAL, Professeur des Universités Université d Artois Co-Encadrant de thèse : M. Stéphan KESTELOOT, Maître de Conférences Université d Artois Examinateurs : M. François BUYLE-BODIN, Professeur des Universités Université de Lille 1 Mme Elhem GHORBEL, Professeur des Universités Université de Cergy Pontoise M. Benoit BIGOURDAN, Docteur IFREMER, Brest Invités : M. Julien SZULC, Ingénieur Chargé de projet, TechSub M. Yvon GICQUEL, Ingénieur Sika France

2 Résumé Les ouvrages en béton situés dans un milieu marin ou fluvial peuvent être soumis à plusieurs types de dégradation. Pour réparer ces ouvrages, il existe plusieurs techniques, mais la majorité des interventions doit être réalisée sur un ouvrage préalablement asséché, ce qui n est pas toujours possible. Il existe d autres techniques mais celles-ci sont onéreuses. Les matériaux composites sont de plus en plus utilisés pour les travaux de réparation mais très peu de travaux ont été réalisés pour une application en ambiance fortement humide. L objectif principal de la thèse est de mettre au point une technique de réparation par collage des matériaux composites dans un milieu marin et fluvial. Deux campagnes expérimentales ont été menées, la première consiste à mettre en œuvre des matériaux composites sur deux quais en béton armé situés en milieu marin et fluvial. Les composites (tissus et lamelles) ont été appliqués sur 2 zones différentes : zone non immergée et zone de marnage. Suite à la faisabilité de la mise en œuvre, des essais d arrachement ont été effectués pour évaluer l efficacité et la durabilité du collage. L étude a montré que les matériaux composites peuvent être utilisés dans un environnement agressif malgré la diminution de leurs résistances liée à ces milieux. La deuxième campagne a consisté à étudier la résistance des poutres renforcées face à un environnement agressif. 9 poutres en béton armé renforcées ou pas ont été mises en place le long d un quai situé en milieu marin dans la zone de marnage pendant 12 mois. Elles sont ensuite testées en flexion 4 points. Les résultats ont été comparés à 9 autres poutres stockées en laboratoire. Ces essais ont montré que le renforcement au moyen de lamelles et de joncs composites augmentaient la charge à la rupture pour les deux séries de poutres. De plus, la charge à la rupture est plus importante pour les poutres renforcées avec les joncs. L effet du vieillissement accéléré sur les propriétés physico-chimiques des composites situés en milieu marin a également été étudié. 2

3 Abstract Concrete structures in a marine or river environment can be subjected to many types of deterioration. Several techniques can be used in order to repair these structures, but the majority of the interventions need to be carried out on structures under dry conditions; which may not always be possible. There are other techniques, but they are expensive. Composite materials have been increasingly used for structural repair, but little work has been done for an application in a highly humid environment. The main objective of this thesis is to develop a FRP (Fibre reinforced polymer) application technique in marine and river environments. Two experimental campaigns were carried out; the first one consisted in applying FRP on two concrete quay walls in the marine and river environments. The FRP sheets and laminates were applied in 2 different zones: atmospheric and tidal zones. Following the feasibility of the application, pull-off tests were conducted in order to assess the effectiveness and durability of the repair. The results showed that the composite materials can be used in an aggressive environment despite the strength reduction when exposed to this environment. The second experimental campaign was to study the strength of reinforced beams in an aggressive environment. 9 reinforced concrete beams strengthened with FRP or not, had been put along a quay wall in a tidal zone within 12 months. They were then tested in a 4-point bending configuration and results were compared with the other 9 beams stocked at the laboratory. An increase in ultimate strength was observed for beams strengthened with FRP laminates and FRP rods for both series. In addition, the ultimate strength is higher for beams reinforced with FRP rods. The effect of accelerated ageing on the physico-chemical properties of composites in the marine environment was also investigated. 3

4 Table des matières Résumé... 2 Abstract... 3 Bibliographie Partie I: Etudes bibliographiques et diagnostic des ouvrages Chapitre I : Pathologies et techniques de réparation INTRODUCTION PATHOLOGIES DU BETON Pathologies du béton en milieu marin Les dégradations d origine mécaniques Les dégradations d origine chimique Les dégradations d origine physiques gel/dégel Les dégradations d origine biologiques Corrosion des armatures Pathologies du béton en milieu fluvial TECHNIQUES DE REPARATION/RENFORCEMENT Le ragréage Béton projeté Béton projeté par voie sèche Béton projeté par voie humide Injection d époxy Bétonnage sous l eau Béton pompé Technique à la trémie Bétonnage par chute libre AMELIORATION DU COMPORTEMENT DU BETON EN MILIEU MARIN CONCLUSION Bibliographie

5 Chapitre II : Utilisation des composites à base de fibres de carbone INTRODUCTION MATERIAUX COMPOSITES A BASE DE FIBRES DE CARBONE Constituant des matériaux composites Les matrices Les renforts Différents méthodes de mise en œuvre des matériaux composites Mise en œuvre par collage des lamelles Mise en œuvre par collage des tissus Mise en œuvre par insertion des barres en composite Application des matériaux composites dans le génie civil APPLICATION DES COMPOSITES DANS UN MILIEU HUMIDE/IMMERGE Milieu humide Milieu immergé PARAMETRES D INFLUENCE SUR LA DURABILITE DES MATERIAUX COMPOSITES Paramètres environnementaux Température et humidité Ultraviolet Paramètres liés aux matériaux La rugosité et la porosité du béton L eau présente dans le substrat du béton La viscosité de la résine CONCLUSION ET POSITIONNEMENT DE LA THESE Bibliographie Partie II : Campagne expérimentale Chapitre III : Vieillissement accéléré des composites INTRODUCTION MATERIAUX Présentation des matériaux étudiés Préparation des échantillons de colles CARACTERISATION DES MATERIAUX COMPOSITES

6 3.1. Mesure de la température de la transition vitreuse (Tg) Terminologies Principe de la technique Résultats Mesure de taux de fibres du pultrudé par l essai de calcination VIEILLISSEMENT ACCELERE DE COMPOSITES Processus de vieillissement Vieillissement des adhésifs Vieillissement des assemblages collés Préparation des échantillons avant le vieillissement Protocole de pesée Résultats du vieillissement des adhésifs Vieillissement des colles Vieillissement de la lamelle Vieillissement de l assemblage CONCLUSION Bibliographie Chapitre IV : Adhérence du système colle/composite sur les parois des quais en milieu marin et fluvial INTRODUCTION MATERIAUX PROCEDURE DE MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES Au quai en milieu marin Préparation des surfaces Mise en œuvre des composites Contrôle du collage après la marée haute A la culée du pont en milieu fluvial Préparation des surfaces Mise en œuvre des composites ESSAIS D ARRACHEMENT Principe des essais d arrachement Résultats des essais d arrachement du quai situé en milieu marin Lamelles

7 4.2.2 Tissus Synthèse des essais en milieu marin Résultats des essais d arrachement à la culée du pont en milieu fluvial Lamelles Tissus Synthèse des essais en milieu fluvial Comparaison entre les deux milieux CONCLUSION Bibliographie Chapitre V : Comportement des poutres renforcées par les matériaux composites comparaison entre les résultats in-situ et en laboratoire INTRODUCTION CARACTERISTIQUES DES MATERIAUX Caractéristiques du béton et de l acier Fabrication des poutres en béton armé Caractéristiques des composites et des colles MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES ET INSTRUMENTATION DES ESSAIS Renforcement par collage de lamelle Renforcement par insertion des barres Instrumentation des essais de flexion 4 points VIEILLISSEMENT DES POUTRES RESULTATS DES ESSAIS Poutres en laboratoire Poutre témoins (non renforcées) Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres Discussion Poutres in-situ Poutres témoins (non renforcées) Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres COMPARAISON DES POUTRES EN LABORATOIRE ET IN-SITU Poutres témoins

8 6.2. Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres de carbone CONCLUSION Bibliographie Conclusion générale et perspectives

9 Introduction générale Les infrastructures portuaires et fluviales constituent un patrimoine important en France, dont 60 % de ces ouvrages ont plus de 50 ans. Ces structures sont soumises à des nombreuses agressions, le niveau d agressivité varie suivant que le béton soit dans la zone immergée, en zone de marnage ou en zone non immergée. L origine des dégradations est diverse, elle peut être mécanique, chimique, climatique ou biologique. Ces dégradations se manifestent par la fissuration, la perte des caractéristiques des armatures corrodées conduisant à la chute des propriétés mécaniques des structures. Le vieillissement de ces structures nécessite des travaux de réparation ou renforcement pour qu elles puissent continuer à assurer de manière satisfaisante leurs fonctions. Deux ouvrages expérimentaux situés à Dunkerque ont été retenus pour ce travail de recherche. Le premier ouvrage est un quai situé en milieu marin. Il est constitué de parois verticales d une hauteur de 4,90 m supportées par des piles en béton armé (Figure 2). Situé dans la zone portuaire Port du Port Autonome de Dunkerque, le quai est desservi par la Route de l Ecluse Charles de Gaulles et se situe à côté de l Ecluse Charles de Gaulles. L âge de la construction du quai n est pas connu. La hauteur de marnage est d environ 6 m. La salinité de l eau de mer est de 32,5 g/l. Quai étudié Figure 1: Plan de situation de l ouvrage en milieu marin 9

10 Linéaire étudié Figure 2: Ouvrage en milieu marin - quai Un diagnostic comprenant une inspection visuelle accompagné d un prélèvement de carottes a été réalisé le 15 et 16 juillet L inspection visuelle réalisée sur le quai en zone non immergée a mis en évidence que le béton situé dans la partie supérieure de la paroi ne présente pas de dégradations importantes. On remarque la présence d une trace de la reprise du bétonnage sous forme d une ligne (fissuration) horizontale à mi-hauteur du quai. Des épaufrures sont présentées par endroit (Figure 3). Il n y a pas de dégradations particulières sur le linéaire étudié. Une dégradation ponctuelle au niveau des joints entre les panneaux (Figure 4) à la limite de la zone non immergée et de la zone de marnage a été observée, mais cette dégradation ne concerne pas la partie étudiée. Les joints entre panneaux ont un rôle très important en regard de l aspect de l étanchéité surtout quand les parois sont soumises au marnage. Le défaut d étanchéité rend l ouvrage sensible à l écoulement de l eau au niveau des joints, il peut s accompagner du passage des grains de sable, et peut conduire à des affaissements, juste à l'arrière des joints défectueux. Figure 3: Epaufrure du béton 10

11 Défaut de joint Reprise du bétonnage Figure 4: Défaut de joint En zone de marnage, on observe une croissance biologique sur les parois (Figure 5). La partie inférieure des parois du quai dans la zone de marnage est bien marquée par la présence des algues avec une petite quantité des mollusques. Une quantité importante des mollusques est observée sur les piles qui supportent les parois. Selon une notice rédigée par CETMEF, c est la perte de basicité (baisse du ph du béton) en conséquence de la dissolution du gaz carbonique, qui conduit à la fixation des algues, mollusques, Aucune trace d armatures apparentes dues à la corrosion n est remarquée sur la partie de l ouvrage inspecté. a) b) Figure 5: Altération dans la zone de marnage: a) présence d'algues et b) présence de mollusques En complément de l inspection visuelle, un prélèvement par carottage a été effectué. Trois carottes de diamètre 70 mm ont été prélevées dans la zone de marnage (Figure 6), zone soumise à des variations environnementales importantes. Les carottages ont été effectués par l entreprise TechSub, spécialisée dans les travaux subaquatiques. En suite, les carottes prélevées ont fait l objet d une analyse en laboratoire pour caractériser la résistance 11

12 mécanique du béton ainsi que le risque de corrosion par la mesure de la teneur en chlorure. Ces essais en laboratoire ont été réalisés par un bureau externe au projet (GINGER CEBTP). Carottes prélevées Piles Figure 6: Plan de carottage au quai en milieu marin Le résultat d analyse chimique du béton en milieu marin réalisé par GINGER montre que le béton a une teneur en chlorure égale à 0,48 %. Selon la norme NF EN [1], pour le béton contenant des armatures en acier ou des pièces métalliques noyées, la teneur maximum en ions chlorure par rapport à la masse de ciment ne doit pas dépasser 0,40 %. Le béton étudié présente donc un risque de corrosion. Les essais de compression ont été réalisés sur 3 carottes du 70 x 140 mm 2. Les résistances en compression du béton montrent une grande dispersion. Les valeurs sont comprises entre 26,4 MPa et 37,1 MPa. Il y a un écart de 28,8 % entre les valeurs extrêmes. Une valeur moyenne de 36,6 MPa entre les deux valeurs les plus proches a été prise en compte. Les écarts des valeurs proviennent du fait que les carottes ne sont pas prélevées en même niveau, le béton est donc hétérogène [2]. Le deuxième ouvrage est un pont situé dans la commune de Dunkerque. C est un pont routier qui se situe à l intersection de plusieurs bras fluviaux (Figure 7). Il date des années 50 et est enfermé par des écluses. La hauteur de marnage est presque inexistante mais quand les écluses sont ouvertes, le niveau de l eau peut s élever d environ 0,50 m. 12

13 Pont Saint Charles Figure 7: Plan de situation de l ouvrage en milieu fluvial - pont Figure 8: Pont milieu fluvial Culée du pont étudiée L état de la surface du béton est bien lisse. Une fissure horizontale qui a déjà fait objet d un traitement, est bien visible sur la partie supérieure tout au long de la paroi de culée. Des fissures de différentes longueurs et de largeurs sont présentes sur toute la surface du béton. Ces fissurations peuvent provenir de différentes origines. Elles peuvent être la conséquence des attaques chimiques (corrosion, ) mais aussi dynamiques. Vu que l ouvrage est un pont routier localisé sous chaussée, les sollicitations dynamiques routières peuvent être à l origine des fissurations observées. Un écaillage (désagrégation des surfaces du béton), a été relevé 13

14 dans la partie droite de la culée. Des armatures apparentes ont été observées sur le parement vers le milieu de la culée. Armatures apparentes Ecaillage du béton Figure 9: Relevé des pathologies sur la culée du pont en milieu fluvial Le résultat d analyse de la teneur en chlorure montre que le béton a une teneur en chlorure de 1,20 %. Elle dépasse la teneur maximum en ions chlorure pour ce type d ouvrage contenant des armatures en acier ou des pièces métalliques, qui est de 0,40 %. Le risque de corrosion est donc bien évident. L inspection visuelle effectuée sur cet ouvrage le confirme. La corrosion se manifeste par des fissurations du béton, et la mise à nu des aciers. Le résultat des essais mécaniques réalisés sur les éprouvettes de carottes prélevées in-situ permettent de prendre une moyenne de 35,45 MPa comme la résistance de compression du béton en milieu fluvial. Figure 10: Prélèvement de carottage au pont 14

15 L ensemble des résultats des diagnostics effectués sur les deux ouvrages permet de conclure que leur état général est jugé satisfaisant. Malgré les présences des pathologies relevées, les ouvrages ne présentent pas de dégradations d ordre structurel important. Toutefois, des travaux de renforcement ou de réparation sont nécessaires pour garantir la fonction de ces ouvrages. Pour réparer des ouvrages en béton armé, plusieurs techniques peuvent être utilisées : le ragréage, le béton projeté, l injection d époxy, etc. Toutefois, ces techniques conventionnelles ne sont pas bien durables. Les barres d aciers utilisées dans le chemisage en béton projeté, par exemple, peuvent se corroder et les ouvrages nécessitent à nouveau des travaux de réparation. Le milieu marin et fluvial présente un fort risque de corrosion. La recherche d une technique plus durable en utilisant un matériau non corrosif est donc judicieuse pour réduire le coût de réparation. De nos jours, les matériaux composites sont de plus en plus utilisés pour une réparation ou un renforcement des structures en génie civil. L intérêt de cette technique résident dans la faible masse, la facilité de la mise en œuvre, les caractéristique mécaniques élevés et la bonne résistance à la des agressions chimiques des matériaux composites. Ces avantages offrent non seulement une solution de réparation durable, mais permettent de réduire la main d œuvre et le temps de travail, représentant ainsi un atout pour une réparation en zone de marnage où l accès et la rapidité d intervention sont des contraintes majeures. Malgré une utilisation très répandue des matériaux composites pour améliorer la performance des structures, la majorité des applications et études sont effectuées sur des surfaces sèches[3]. L application de cette technique en ambiance fortement humide ou immergée est très peu étudiée. La plupart des études ont été réalisées en laboratoire. L application in-situ des matériaux composite dans un milieu marin, même si elle existe, n a été réalisée que pour le confinement des poteaux. A notre connaissance, l étude sur la mise en œuvre et la durabilité des composites sur une paroi dans la zone de marnage, comme dans le cas des quais, n est jamais effectuée. C est la raison pour la quelle le Laboratoire Génie Civil et géo- Environnement (LGCgE) en partenariat avec l entreprise spécialisé dans les travaux subaquatique (TechSub), la communauté d Artois Comm, le port autonome de Dunkerque et la communauté de communes de Dunkerque et un fabricant des composites (Sika), dans le cadre d une thèse CIFRE, a décidé de lancer des vastes campagnes expérimentales. L objectif principal de la thèse est de mettre au point une technique de réparation par collage des matériaux composites dans un milieu marin et fluvial. Deux campagnes expérimentales ont été menées, la première consiste à mettre en œuvre des matériaux composites sur deux quais en béton armé situés en milieu marin et fluvial à Dunkerque. Les composites (tissus et lamelles) ont été appliqués sur deux zones différentes : zone non immergée et zone de marnage. Des essais d arrachement in-situ ont été effectués pour évaluer l efficacité et la durabilité du collage. La deuxième campagne consiste à étudier la résistance des poutres 15

16 renforcées face à un environnement agressif. Il s agit d exposer des poutres, selon différentes méthodes de renforcement, le long d un quai situé en milieu marin dans la zone de marnage, de les tester mécaniquement et de les comparer avec les autres poutres stockées en laboratoire. La thèse s articule autour de 5 chapitres, divisés en deux parties : La première partie permet de faire le point sur l étude bibliographique sur les pathologies du béton et les matériaux composites. Le premier chapitre s intéresse aux pathologies du béton dans les milieux marin et fluvial. Les causes de dégradations sont données, puis les techniques de réparation sont proposées. Le deuxième chapitre présente les différentes méthodes de renforcement par les matériaux composites et leurs applications en génie civil. Les études existantes sur l application de ces matériaux en milieu humide et immergé sont ensuite abordées. Les paramètres pouvant influencer le collage seront décrits à la fin du deuxième chapitre. La deuxième partie, à caractère expérimental, est divisée en trois chapitres. Le troisième chapitre permet de caractériser les matériaux composites et de quantifier l influence des conditions d environnement sur les matériaux composites. L étude du vieillissement accéléré est basée sur la mesure de prise en eau. Des échantillons de composites et des colles ont été soumis à différentes conditions et températures, en eau de mer et eau douce circulées à 20 C et 40 C. Les calculs de la teneur en eau ou la prise en eau de ces échantillons ont été effectués à différentes échéances. Le quatrième chapitre s intéresse à la mise en œuvre des composites et l adhérence de ces matériaux sur les parois en milieu marin et fluvial. Les lamelles et tissus de carbone ont été mis en œuvre en deux zones différentes: zone non immergée, et zone de marnage. Les différentes étapes de la mise en œuvre sont présentées. Suite à la faisabilité du collage, des essais d arrachement ont été réalisés pour évaluer la durabilité de réparation en mesurant l adhérence composite/colle/ béton à trois échéances différentes, à savoir à 8 mois, 20 mois et 27 mois après que le collage ait été effectué. Le dernier chapitre décrit les comportements des poutres face à un environnement agressif. Une deuxième vaste campagne expérimentale a été menée. Dix huit poutres en béton armé réparties en trois catégories (non renforcées, renforcées par des lamelles et par des barres de carbone) ont été fabriquées en laboratoire. La moitié d entre elles sont stockées en laboratoire (poutres références), tandis que l autre moitié a été transportée au port de Dunkerque et exposée à un environnement marin (en zone de marnage). Des essais de flexion 4 points ont été réalisés sur toutes ces poutres après 12 mois d exposition. 16

17 Bibliographie [1] NF EN 206-1, "Béton partie 1 : Spécifications, performances, productions et conformité," ed, [2] CETMEF, "Surveillance, auscultation et entretien des ouvrages maritimes - Fascicule 5: Quai en parois moullées," vol. Notice PM n 02.02, ed, [3] K. Suh, "Underwater FRP repair of corrosion damaged prestressed piles," Thesis and Dissertation, University of South Florida,

18 Partie I: Etudes bibliographiques et diagnostic des ouvrages 18

19 Chapitre I : Pathologies et techniques de réparation 19

20 Table des matières 1. INTRODUCTION PATHOLOGIES DU BETON Pathologies du béton en milieu marin Les dégradations d origine mécaniques Les dégradations d origine chimique Les dégradations d origine physiques gel/dégel Les dégradations d origine biologiques Corrosion des armatures Pathologies du béton en milieu fluvial TECHNIQUES DE REPARATION/RENFORCEMENT Le ragréage Béton projeté Béton projeté par voie sèche Béton projeté par voie humide Injection d époxy Bétonnage sous l eau Béton pompé Technique à la trémie Bétonnage par chute libre AMELIORATION DU COMPORTEMENT DU BETON EN MILIEU MARIN CONCLUSION

21 1. INTRODUCTION Les milieux maritimes et fluviaux sont caractérisés par la présence d eau plus ou moins saline et par une atmosphère humide. Les ouvrages qui se trouvent dans ces milieux subissent de nombreuses agressions (mécanique, chimique, physique et biologique). La corrosion des armatures est aussi une des causes principales de la dégradation des structures en béton armé, plus particulièrement en milieu marin. Le béton peut être soumis à une ou plusieurs agressions simultanément, et le degré d agressivité varie suivant que le béton soit totalement immergé, en zone de marnage ou hors d eau. Ce chapitre présente les pathologies du béton dans les milieux marins et fluviaux, en décrivant les causes des dégradations. Puis, les techniques de réparations permettant aux ouvrages de rester en état de service seront proposées. Les effets néfastes des agressivités en site maritime sont donnés. Certaines études ont montré que l exposition du béton à un milieu marin peut parfois lui être bénéfique car elle peut améliorer son comportement, notamment sa résistance. Ces études seront présentées en fin de chapitre. 2. PATHOLOGIES DU BETON 2.1. Pathologies du béton en milieu marin Les bétons sont utilisés pour la réalisation de très nombreux ouvrages situés sur des sites maritimes [1]. Ces ouvrages participent à l aménagement des infrastructures et installations portuaires de pêches, de commerces, des terminaux à conteneurs, des quais et appontements pour le chargement et le déchargement, Ces structures sont exposées à plusieurs types de configurations (Figure I-1). Selon les variations du niveau de la mer, elles peuvent être [1-2] : - Continuellement immergées (béton situé sous le niveau de la mer à marée basse). Les bétons situés dans cette zone font rarement l objet de dégradations importantes, car il manque d oxygène pour produire la corrosion. En effet, le taux de corrosion dû à la pénétration du chlorure de l'eau de mer dans le béton dépend de la disponibilité de l'oxygène. Bien que la concentration d ions chlorure dans la zone immergée dépassent beaucoup le seuil requis pour initier la corrosion des armatures, mais la disponibilité et la diffusion de l oxygène dans le béton complètement saturé est alors très lente et n engendre qu un très faible taux de corrosion. - Alternativement émergées ou immergées en fonction du niveau de la mer (zones de marnage déterminées par les niveaux de marée haute et basse). Le béton dans cette zone est soumis répétitivement au cycle séchage-mouillage. Une forte concentration d ions chlorures ainsi qu une quantité suffisante d oxygène sont présentes dans cette zone, ce qui va entraîner la corrosion des armatures. Cette zone représente la zone la plus défavorable pour la durée de vie de la structure. En plus des contraintes citées, la structure est aussi soumise au gel et dégel dans cette zone. 21

22 - Continuellement hors d eaux. Les bétons situés dans cette zone peuvent subir de légères agressions. La différence du niveau de corrosion entre cette zone et la zone alternativement émergée/immergé est due à la présence du sel età l humidité dans le béton. Le béton dans la zone continuellement émergée n est pas en contact direct avec l eau de mer, mais les embruns et brouillards marins peuvent transporter des selset les déposer sur l ouvrage. Le béton dans cette zone ne subit pas d abrasion physique due à l action des vagues. Les parties d ouvrages les plus particulièrement exposées aux dégradations dues aux actions de l eau de mer sont : - Les piles et culées des ponts situées en zone de marnage ; - Les blocs de défense maritime ; - Les murs de quais. Figure I-1: Exposition du béton dans un environnement marin [3] Armatures corrodées Figure I-2: Dégradation d un pilier de pont fluvial 22

23 2.1.1 Les dégradations d origine mécaniques Les ouvrages en site maritime sont fortement exposés aux agressions mécaniques. Selon leur utilisation, ils doivent pouvoir reprendre des efforts d'amarrage, d'accostage, mais également les efforts générés par la houle (ouvrages de protection contre la mer telles que les digues) [2]. Les ouvrages de chargement et de déchargement des marchandises, notamment les postes à quai, sont soumis à des charges d'exploitation variées telles que les grues, les engins de levage et de manutention. Ces sollicitations peuvent être de très courte durée et de grande intensité. Les désordres engendrés par ces agressions sont le plus souvent la fissuration et l éclatement du béton. En plus de ces sollicitations décrites ci-dessus, les ouvrages sont soumis à l'endommagement dû aux chocs et au frottement des navires, aux corps ou matériaux flottants, à l érosion due aux effets des vagues et des marées, et également à l'abrasion des sables transportés par l'eau de mer. Les bétons soumis à l abrasion ont généralement des surfaces lisses (Figure I-3). Le degré de dégradation dû à l érosion-abrasion (Figure I-4) dépend de plusieurs paramètres : la durée d exposition, l état de surface du béton, la vitesse et la direction d écoulement de l eau[4]. Figure I-3:Dégradation due à l abrasion Figure I-4: Dégradation d'abrasion-érosionà l état initial 23

24 2.1.2 Les dégradations d origine chimique Le béton en milieu marin peut être soumis à plusieurs réactions chimiques. La dégradation peut être causée par les ions contenus dans l eau de mer, ce qui se traduit par une attaque chimique d origine externe au béton, et par les ions présents dans les constituants du béton eux-mêmes [5] Attaque sulfatique d'origine externe Les sels de sulfate présents naturellement dans l'eau de mer, notamment les sulfates de magnésium MgSO 4et les sulfates de calcium CaSO 4sont agressifs envers le béton. Le sulfate de magnésium MgSO 4réagit avec la portlandite Ca(OH) 2et provoque la dissolution ou la lixiviation du liant. Le sulfate de calcium CaSO 4réagit avec l aluminate tricalcique C 3A (provenant du clinker) et conduit à la formation d ettringite, gels expansifs, qui peuvent générer des gonflements entraînant des fissurations et des éclatements du béton. Contrairement aux autres attaques, l agressivité des sulfates est accrue dans les climats froids Attaque par la réaction d alcali-réaction La réaction d alcali-réaction est une attaque d origine interne qui se produit entre la solution alcaline interstitielle du béton et certains granulats, produisant un gel expansif, qui provoque des gonflements, des fissurations et des éclatements du béton (Figure I-5). Les phénomènes d'attaque interne ne sont pas spécifiques aux environnements marins mais nécessitent la présence d'eau pour se produire [2]. Trois conditions doivent être réunies pour que l alcali-réaction se développe dans un béton : - la présence d un granulat potentiellement réactif ; - une concentration en alcalins élevée dans la solution interstitielle ; - des conditions d humidité suffisamment élevées. Pour les structures maritimes immergées ou en zone de marnage et les parties d'ouvrage en environnement humide, le phénomène est aggravé par l'apport d'eau extérieure. En milieu marin, les alcalins contenus dans l'eau de mer peuvent favoriser une alcali-réaction en surface des structures. 24

25 Figure I-5: Fissures dues à l'alcali-réaction Les dégradations d origine physiques gel/dégel Lorsque la température extérieure descend en dessous de -3 C, l'eau contenue dans les pores du béton gèle en commençant par les plus gros pores proches du parement. En gelant, l'eau occasionne une augmentation de volume de l ordre de 9% et provoque une pression hydraulique dans le réseau poreux qui, si elle dépasse la résistance à la traction du béton, provoque la fissuration de celui-ci. Le béton qui est constamment submergé ne fait généralement pas l objet de cycles gel/dégel. Cependant, dans la zone de marnage, le béton y est soumis dans les climats froids. Le phénomène de gel se produit lorsque la marée est basse, exposant le béton à l humidité. L'eau gèle dans les pores du béton, se dilate et tend à créer de fortes contraintes. Lorsque la marée est haute, la glace fond, et le cycle recommence. Ce cycle entraîne une détérioration progressive du béton (Figure I-6) à moins qu'il n y ait suffisamment d'air entraîné [5-6].L'endommagement du béton dépend de la vitesse de refroidissement, du nombre de cycles, de la température minimale atteinte et de la durée du gel. La dégradation qui résulte des cycles gel/dégel est beaucoup moins grave que celles causées par la réaction alcali-réaction et d attaque sulfatique[4]. La différence réside dans le fait qu il existe des techniques de maintenance permettant de réduire ou d éliminer les dégradations causées par gel/dégel tandis qu aucune technique n existe pour réduire les dommages dus à l alcali-réaction et à l attaque sulfatique. 25

26 Figure I-6: Fissurations due gel/dégel Les dégradations d origine biologiques Plusieurs organismes vivants différents peuvent apparaître sur les parties humides ou immergées des structures. Ces organismes peuvent être classés en deux catégories (voir Figure I-7), ceux qui créent une incrustation biologique durcie tels que les moules, les huitres, les balanus perforatus et les holothuries, et ceux qui créent une incrustation biologique molle tels que les gorgones rouges, les spongiaires, et les algues [7]. La croissance de ces organismes est influencée par l'intensité de la lumière, la température de l'eau, la concentration en oxygène dissous, la profondeur, l'âge de l'installation structurelle dans la mer, l'emplacement géographique, la saison, la vitesse du courant et les caractéristiques de surface des structures. Le développement de tous ces organismes vivants à la surface du béton a une influence sur celui-ci, il pourrait être soit bénéfique, soit dangereux [2, 7-8]. Certains organismes comme les algues forment une couche très dense qui enrobe le béton et s oppose à la pénétration des gaz et de l oxygène, ce qui diminue la carbonatation et la corrosion des armatures. 26

27 Figure I-7: Différentes types d'organismes vivants [8] Figure I-8: Développement des organismes vivants sur une paroi de quai Cependant, certains types d organismes vivants tels que les mollusques s enracinent dans le béton et peuvent le détruire soit par une action d éclatement physique soit par une décomposition chimique [8]. Des bactéries produisant des acides attaquent le ciment portland du béton et dissolvent la surface. Ces acides peuvent également diminuer le ph du béton à un niveau où des armatures ne sont plus passives entraînant donc une corrosion [5]. En plus, un excès des organismes vivants augmente le poids, le volume et la surface de certains éléments de structure élancés comme les pieux, et peut provoquer des surcharges statiques non négligeables[2, 7]. 27

28 2.1.5 Corrosion des armatures Le béton offre une protection naturelle à l acier enrobé contre un environnement corrosif grâce à la solution alcaline (ph environ 12) maintenue dans les pores de béton qui offre une passivation aux armatures contre la corrosion. L enrobage du béton agit comme une barrière de bloquant agents agressifs tels que les ions chlorures, les sulfates et l oxygène qui ont tendance à diffuser de l extérieur vers l intérieur du béton. La corrosion des armatures est plutôt un symptôme qu une cause de la dégradation du béton, ce qui signifie que certains processus affaiblissent le béton entraînant la corrosion. La pénétration des chlorures et la carbonatation constituent les deux processus qui peuvent altérer la protection assurée par le béton. Selon les zones d'exposition, le milieu et les conditions de contact, les mécanismes de la corrosion peuvent être de différents types et présenter des aspects de dégradations très caractéristiques[9]. La carbonatation affecte, de manière générale, tous les ouvrages non constamment immergés (à cause du dioxyde de carbone présent dans l air atmosphérique) tandis que la pénétration des chlorures est spécifique à certains environnements comme le milieu marin où les zones soumises aux sels de déverglaçage. Figure I-9: Eclats du béton dûs à la corrosion des armatures Causes de la corrosion Pénétration des chlorures Dans l environnement marin, la pénétration des chlorures est le phénomène principal de corrosion des armatures. En milieu saturé, cas des structures immergées, les chlorures pénètrent dans la porosité du béton par un phénomène de diffusion. Lorsque la concentration des ions Cl -, au voisinage de l acier dépasse une valeur critique estimée, il y a dépassivation 28

29 puis corrosion des armatures. La vitesse de pénétration des chlorures est d'autant plus faible que la perméabilité de la pâte de ciment est faible. Le taux de corrosion dû à la pénétration du chlorure dans l'eau de mer dépend de la disponibilité de l'oxygène. Par conséquence, l armature du béton en zone continuellement immergée ne montre qu un faible taux de corrosion malgré une quantité importante des chlorures contenus dans l eau de mer. Il y a en effet un manque d oxygène pour initier la corrosion. Par contre, le béton dans la zone de marnage et zone d éclaboussures est soumis répétitivement au cycle séchage-mouillage donnant une forte concentration d ions chlorures ainsi qu une quantité suffisante d oxygène, ce qui est la condition la plus favorable pour la corrosion des armatures. Il est également reconnu que la température [10] augmente la vitesse de corrosion de manière significative. Costa et Appleton [10] ont présenté une série d études de cas de différents types de structures en béton dans un milieu marin qui ont subi une importante détérioration due à la corrosion induite par la présence de chlorures. Les taux de détérioration dépendent principalement des conditions d'exposition de chaque zone. La pire situation a été observée sur la face intérieure des murs du Quai 20. Après 5 ans d'exposition, le béton a été profondément contaminé par les chlorures au niveau du renfort comme sur la Figure I-11. Après 10 ans d'exposition, un décollement et écaillage du béton d'enrobage a eu lieu comme indiqué dans la Figure I-10.Le taux de détérioration extrêmement élevé observé dans ces parois peut s'expliquer par les conditions d'exposition et la mauvaise qualité du béton. Figure I-10: Détérioration du Quai 20 après 10 ans d'exposition [10] 29

30 Figure I-11: Profil de chlorure mesuré sur le mur du quai 20 après 5 ans d exposition [10] Carbonatation L air contient du dioxyde de carbone qui réagit sur les hydrates, principalement sur la portlandite (Ca(OH) 2), pour former du carbonate de calcium : CO2 + Ca(OH)2 CaCO3 + H2O Ce phénomène est appelé carbonatation. Il entraîne une diminution du ph de la solution interstitielle, et par conséquence une dépassivation des aciers. La vitesse du front de carbonatation dépend de la perméabilité au gaz du béton car le CO2 pénètre par la porosité du béton. Elle dépend également de la teneur en humidité du béton. Une humidité relative de 50% est favorable aux réactions [2, 11]. Ainsi, lorsque les pores du béton sont saturés en eau, comme c est le cas pour les structures immergées, la pénétration est extrêmement faible et la carbonatation est pratiquement inexistante. De la même façon, si le béton se trouve dans un milieu très sec, la quantité d eau est insuffisante pour dissoudre le gaz carbonique et le béton ne se carbonate que modérément. Par contre, lorsque la structure est soumise à des cycles 30

31 séchage ou mouillage (zone de marnage, zone exposée à la pluie et au vent), le phénomène de carbonatation est rapide [2] Evolution de la corrosion au cours du temps La corrosion des armatures du béton armé comporte deux phases successives (Figure I-12) [11-12] : - La phase d incubation ou de latence qui correspond à l altération lente du béton ; - La phase de propagation de la corrosion. La première étape est une phase d initiation ou d amorçage de la corrosion qui correspond à l altération lente du béton. Elle réunit les conditions suffisantes pour que l armature soit dépassivée, c'est-à-dire que la fine couche passive qui protège le métal soit détruite. Elle correspond à la durée pendant laquelle les agents agressifs (dioxide de carbone, chlorure) pénètrent dans l enrobage du béton sans corroder les armatures. Cette étape s arrête lorsqu au niveau des armatures, la teneur en agent agressif atteint un certain seuil. Dans le cas d une carbonatation, ce seuil correspond au fait que les armatures se trouvent dans un béton carbonaté et suffisamment humide. Dans le cas des chlorures, le seuil correspond très approximativement à un taux de 0,4% par rapport au poids de ciment. Figure I-12: Etapes de la corrosion des armatures [13] La deuxième phase est la phase de propagation de la corrosion. Quand le métal est dépassivé, il s ensuit une phase de propagation où la corrosion va se développer par des réactions d oxydation à la surface des armatures. Le gonflement qui en résulte engendre une pression de rouille amenant à la fissuration et à l éclatement du béton d enrobage. Ces désordres nuisent à l esthétique d un ouvrage et altérèrent sérieusement ses performances mécaniques. La destruction du béton d enrobage est considérée comme un critère d affaiblissement de la capacité fonctionnelle de l ouvrage, même si la réduction de section des armatures ne contribue pas encore à produire de défauts structurels. 31

32 2.2. Pathologies du béton en milieu fluvial Les sites maritimes et fluviaux sont caractérisés par la présence d eau plus ou moins saline et par une atmosphère humide. Les ouvrages fluviaux sont soumis à de nombreuses contraintes et attaques extérieures. Les origines des dégradations sont nombreuses et il s agit le plus souvent de la combinaison de plusieurs causes [14]. Les ouvrages fluviaux ne subissent pas d importantes sollicitations mécaniques, les taux de travail sont faibles. Les pathologies les plus rencontrées sont la lixiviation et la corrosion. La lixiviation des bétons sous l action de l eau douce conduit à une dissolution progressive du constituant de la pâte de ciment. A la suite de cette attaque, les armatures peuvent se corroder, l air et l eau étant alors en quantité critique dans le béton. 3. TECHNIQUES DE REPARATION/RENFORCEMENT Pour les ouvrages maritimes, les opérations d entretien ou de réparation peuvent être rendues très difficiles du fait des contraintes d accessibilité, des marées, de la météo, etc. Le milieu environnant de l'ouvrage est le facteur déterminant la technique de réparation à préconiser. En effet, un ouvrage soumis au marnage et intégralement découvert à marée basse sera traité différemment d'un ouvrage soumis ou non au marnage avec des parties immergées en permanence. L'accessibilité sous les ouvrages maritimes est souvent délicate. La mise en place d'accès pour les traiter et les réparer est un des postes principaux dans un projet de réparation. Le fait de travailler «à la marée» limite les temps d'intervention et par conséquence augmente les coûts. La documentation relative à l entretien et la réparation de ces ouvrages est pratiquement inexistante. De plus, il n existe aucune recommandation ou guide particulier sur ces sujets [15]. Récemment, un premier guide développé par CETMEF [16] vient d être diffusé. Il traite des techniques de réparation en tenant compte des contraintes particulières en site maritime. La faisabilité d intervention est basée sur le positionnement des ouvrages : - Ouvrages soumis au marnage intégralement découverts à marée basse : Totalement accessibles, ces ouvrages peuvent théoriquement être réparés par tous les types de technique de réhabilitation. Toutefois le marnage impose des temps de travail limités et élimine les réparations sans aménagement spécifique du fait que les interventions nécessitent des durées de réalisation trop longues et incompressibles. 32

33 - Ouvrages soumis ou non au marnage avec parties immergées en permanence : Les parties immergées en permanence éliminent les types d'interventions qui doivent être impérativement réalisées à l'air libre comme la mise en place d un chemisage béton traditionnel. En fait, il est possible de s'affranchir des problèmes d'immersion par la réalisation de batardeaux. Toutefois cette solution onéreuse et lourde n'est applicable que pour des grands chantiers et lorsque cette technique est jugée totalement indispensable et que le critère économique ne soit pas une contrainte. Les différentes techniques de réparation et de maintenance des ouvrages qui sont utilisées depuis de nombreuses années sont décrites ci-après Le ragréage (hors de l'eau) Le traitement du béton peut faire l objet d une opération de ragréage par application de mortier hydraulique ou polymérique après traitement de la surface dégradée. Les ragréages ne participent pas à la résistance mécanique des structures traitées, ils ont pour objectifs: - d interrompre du processus de dégradation ; - de redonner aux parements un aspect général le plus homogène et esthétique possible. Il est nécessaire de préparer avec soin les surfaces à traiter afin de créer un support sain, propre, rugueux, pour favoriser une bonne adhérence au niveau de la surface de reprise. Les réparations effectuées en utilisant cette méthode peuvent ne pas être aussi durables que d'autres méthodes, mais le coût peut être moins élevé. Cette méthode est utilisée préférablement dans un endroit isolé où la zone de réparation est de petite taille [5]. Les désordres qui donnent lieu à un ragréage superficiel sont principalement liés à la corrosion des armatures (éclats du béton, épaufrures d angles, etc.). Dans le cas où les surfaces à traiter sont importantes, comme dans le cas des dégradations dues aux surcharges, aux chocs des bateaux ou des éclats du béton dus à une corrosion, un recourt à un béton projeté par voie sèche ou humide est préféré (voir ci-après). Lors du traitement de la partie de l'ouvrage soumise au marnage, le phasage des réparations doit tenir compte des variations du niveau d'eau. Au moment de l'immersion, le produit de ragréage doit avoir acquis des caractéristiques minimales permettant la résistance aux agents agressifs. Les travaux de ragréage ne peuvent être réalisés que hors de l eau Béton projeté Le béton projeté est un béton que l on projette à très haute vitesse sur une paroi de l ouvrage grâce à un jet d air sous pression. Il existe deux techniques pour projeter le béton : le procédé 33

34 par voie sèche et par voie humide. La différence principale réside dans la chronologie des opérations (Figure I-13). Figure I-13: Procédé par voie sèche et voie humide - Dans le cas du béton projeté par voie sèche, tous les matériaux secs (ciment, granulats, etc.) sont humidifiés avec une quantité d eau suffisante pour diminuer considérablement la poussière lors de la projection, afin de prévenir une usure prématurée des équipements et de diminuer la quantité de rebond [17]. Puis, le mélange est transporté par l air comprimé jusqu à la lance où l eau sous pression est introduite. - Pour le procédé par voie humide, tous les matériaux, incluant l eau, sont mélangés ensemble. Le malaxage du béton peut se faire à l'extérieur du chantier de façon conventionnelle, sur le site du chantier dans un malaxeur portatif ou dans la chambre d alimentation. Le béton est ensuite pompé jusqu à la lance. A ce niveau, un jet d air sous pression permet d augmenter la vitesse pour la projection. Le béton projeté offre plusieurs avantages. La technique nécessite peu ou pas de coffrage, ce qui est intéressant lorsque les endroits à bétonner sont difficilement coffrables. Pourtant, le succès de l application dépend beaucoup du personnel habilité et qualifié pour ajuster la quantité d eau, la pression, et l uniformité de l épaisseur [8]. Bien que le béton projeté ne puisse pas être appliqué sous l'eau, l'utilisation de l accélérateur de prise rend la méthode utilisable dans la zone de marnage, zone d éclaboussure. Les applications sont multiples [3, 17-18]: le béton projeté peut être utilisé pour réparer des ponts, des bâtiments, des ouvrages maritimes, d excavation souterraine, etc. Mehta [3] a cité plusieurs ouvrages maritimes dont les réparations ont été réalisées par béton projeté, parmi lesquels il y a des tabliers des piliers de pont, des poutres, des pieux, ainsi que des quais en zone de marnage (Figure I-14&Figure I-15). 34

35 Figure I-14: Réparation d une paroi par le béton projeté Figure I-15: Réparation d'un pont par le béton projeté Les avantages et inconvénients du procédé par voie sèche et voie humide sont donnés dans de nombreuses publications [12, 19-20] Béton projeté par voie sèche Les avantages et inconvénients du béton projeté par voie sèche sont: Avantages : - Grande souplesse d utilisation : il est facile d arrêter le travail et de redémarrer sans avoir à se livrer à des nettoyages fastidieux ; Grandes distances de transport : il est possible d installer la machine à projeter à quelques centaines de mètres du lieu de travail. Possibilité de projeter de fortes épaisseurs en une seule couche même sans accélérateur ; Résistances élevées : l effet de compaction exercé par les graviers projetés à grande vitesse et le faible E/C tendent à améliorer les résistances ; Obtention aisée de béton à hautes performances ; Robotisation possible pour augmenter les cadences et les conditions de travail. 35

36 Inconvénients : - Une capacité de production limitée ; - Un dégagement de poussière, à la machine et à la lance (pouvant être réduit en humidifiant le granulat) ; - Une appréciation visuelle de la teneur en eau par le porte-lance ; - Une perte par rebond importante ; - Un risque de détérioration des supports fragiles, etc Béton projeté par voie humide Les avantages et inconvénients du béton projeté par voie humide sont: Avantages : - Capacité de production élevée, atteignant le double ou le triple de la voie sèche ; - Diminution des poussières, améliorant les conditions de travail ; - Diminution des pertes par rebond ; - Meilleur contrôle de la qualité du béton ; - Composition du béton en place homogène dans l épaisseur de la couche ; - Robotisation, améliorant les conditions de travail. Inconvénients : - Moins de souplesse ; formulation exigeant une mise au point rigoureuse (fluidité, stabilisation, etc) et une régularité de la consistance ; - Un transfert sur de grandes distances difficile ; - Des adjuvants raidisseurs ou accélérateurs obligatoires pour compenser la fluidité et la stabilisation du béton projeté ; - L usage recommandé d un stabilisateur pour permettre un temps d utilisation suffisant du béton gâché pour minimiser les nettoyages lors des arrêts ponctuels de la machine à projeter ; - Un compactage et une adhérence plus faible. Dans le cadre de la maintenance et la surveillance des ouvrages d'art en béton armé, il est important d'évaluer la durabilité et de suivre les dégradations mécaniques et physicochimiques du béton et des armatures constitutifs de la structure. Le projet MAREO (MAintenance et REparations d Ouvrages littoraux et fluviaux en béton : optimisation par analyse de risque)s'est intéressé plus particulièrement aux réparations des ouvrages exposés aux cycles de marnage d'eau de mer[21-23]. Il visait à optimiser la maintenance et la réparation en évaluant les indicateurs de durabilité de ces matériaux, à suivre l'évolution des paramètres caractérisant l'attaque par les chlorures au cours du temps et à développer des modèles probabilistes de réingénierie afin d'évaluer la durée de vie résiduelle des ouvrages avant et après la réparation. Le projet a regroupé plusieurs partenaires : entreprises 36

37 d ingénierie et de construction, maîtres d ouvrage, services de l État, centres de recherche et de formation. Différents matériaux et techniques de réparation ont été utilisés dans le cadre de ce projet : i) le béton projeté par voie sèche, ii) le béton projeté par voie humide, iii) le béton coffré et iv) le ragréage. Benmeddour & al. [21] a présenté l étude de l efficacité, la fiabilité et la durabilité de ces réparations en utilisant des techniques destructives (DT) et non destructive (NDT). Des poutres en 34 x 75 x 200 cm 3 provenant de démolition de l estacade de Lorient ont été ramenées et réparées en laboratoire (IFREMER) avec les techniques citées précédemment (béton projeté par voie sèche et humide, béton coffré et ragréage). L exposition aux cycles de marnages naturels, commençant quelques mois après que la réparation soit faite, a été réalisée dans un bassin de marnage à IFREMER (Figure I-16). Des essais destructifs et non destructifs ont été réalisés sur ces poutres, mais aussi sur des dalles fabriquées avec les mêmes matériaux que les poutres et qui ont été soumises aux conditions de vieillissement accéléré. La comparaison entre les bétons ayant les mêmes constituants montre que les structures réparées par le béton projeté par voie sèche ont une meilleure performance mécanique et une meilleure durabilité. Figure I-16: Bassin de marnage Figure I-17: Réparation par ragréage 3.3. Injection d époxy Cette technique est utilisée pour réparer le béton immergé et dans la zone de marnage depuis les années 1960 [5] dans l eau douce et l eau salée. Elle consiste à faire pénétrer dans des 37

38 fissures un produit qui crée une liaison mécanique entre les parties disjointes et rend étanche le béton. Les propriétés physiques du béton réparé par l injection d époxy sont compatibles à celles du béton initial. Toutes les résines époxydiques ne sont pas capables d obstruer les fissures, particulièrement si elles sont dans l eau. Les fissures du béton immergé contiennent des matières diverses telles que les sels dilués, l argile ou les débris résultant de la corrosion du métal. Toutes ces matières entraînent une mauvaise adhérence si elles ne sont pas retirées. Une résine époxydique qui n est pas sensible à l eau est nécessaire pour une telle réparation. La réparation par injection redonne à la structure sa capacité de fonctionnement initiale [24] mais n offre pas un niveau de portance supérieur à celui d origine. [5]. Les désordres pouvant donner lieu à des injections sont [16]: - Fissures passives ou actives dont l ouverture s étend de 0,2 à 3 mm - Fissures avec arrivée d eau Les fissures passives sont des fissures dont l ouverture n évolue pas (encore appelée fissure stabilisée ou fissure morte). Les fissures actives sont des fissures dont l ouverture évolue au cours du temps ou sous les actions extérieures (trafic, vent, température, etc.) Bétonnage sous l eau Les principales causes de la diminution de la qualité du béton placé dans l eau est d une part le délavage du ciment et de fines, et d autre part la ségrégation. Ainsi, les considérations à prendre en compte pour un bétonnage sous l eau est d éviter la ségrégation et de minimiser le contact entre la surface du béton et de l eau [8]. Les techniques à la trémie et béton pompé, par exemple, sont basées sur le principe de tuyauterie, éliminant le contact du béton avec de l eau et aussi la ségrégation Béton pompé Le béton est fabriqué hors de l eau et est pompé dans l eau durant la période de réparation. Le pompage sous l eau du béton pour des réparations n est pas très différent de celui pour des travaux neufs. Les équipements sont moins compliqués comparés à la technique à la trémie. Il consiste à un tuyau plus petit et flexible, ce qui permet une meilleure accessibilité aux lieux difficiles d accès. 38

39 3.4.2 Technique à la trémie La technique à la trémie est la plus utilisée pour le coulage du béton des fondations profondes [25]. Elle diffère du béton pompé car le béton chute de la trémie par la force de pesanteur et pas par pompage. La trémie est constituée en partie supérieure par une trémie de remplissage, puis par un ou plusieurs tubes rigides, lisses à l intérieur, un tube de reprise de bétonnage et d amorçage(dispositif permettant d'évacuer l'air emprisonné sous le bouchon lors de l'amorçage) (Figure I-18). Figure I-18: Dispositifs de la méthode à la trémie [26] La méthode à la trémie est idéale pour la réparation d une surface importante, ou pour une mise en place du béton dans un endroit relativement profond où le pompage est irréalisable. Elle est également idéale pour la réalisation des travaux neufs dans laquelle une grande quantité de béton est requise, mais pas pour la réparation. Si l eau est relativement peu profonde, le béton pompé ou mis en place par chute libre sont les deux techniques les plus souvent utilisées pour le bétonnage sous l eau [3, 5] Bétonnage par chute libre L'atout principal de cette technique est la mise en œuvre du béton en le laissant chuter librement à travers de l eau sans utiliser aucune enceinte de confinement telle que la trémie ou le tuyau pompage. C est l utilisation de l adjuvant anti-délavage qui permet d avoir un béton cohésif et qui, donc, n entraîne pas une perte importante des fines lors d une chute. Cet adjuvant augmente la viscosité de l eau de malaxage. En addition de l adjuvant anti-délavage, le béton devrait contenir aussi de superplastifiant, car non seulement il devrait être autoplaçant, auto-nivelant, mais aussi avoir une résistance élevée. Pourtant, la compatibilité 39

40 entre l adjuvant anti-délavage et certain superplastifiant devrait être vérifiée [3, 5, 27].Le bétonnage par chute libre est réalisé avec succès, dans la plupart des cas, pour une application dans l eau peu profonde. 4. AMELIORATION DU COMPORTEMENT DU BETON EN MILIEU MARIN Les agressivités du milieu qui subissent les ouvrages peuvent entraîner des dégradations parfois sévères. Elles peuvent provoquer des fissurations, des écaillages, d éclats du béton, etc. qui finalement diminuent la capacité et donc la durée de vie des ouvrages. Cependant, certaines études ont montré que l exposition du béton en milieu marin n est pas toujours nocive, elle peut parfois être bénéfique grâce à la formation d une couche de surface développée par les croissances biologique. Ces études sont présentées dans les paragraphes ciaprès. Un programme de recherche a été lancé en 1974 en France par la Commission Permanente des Liants hydrauliques et Adjuvants du Béton (COPLA) pour étudier le comportement à long terme des mortiers et des bétons soumis à l action du milieu marin. Le programme a été entrepris pour une durée de 20 ans [28-29]. Il avait pour objectif de suivre l évolution dans le temps des résistances mécaniques des éprouvettes de mortier et du béton immergées en zone de marnage au port du Havre. Les éprouvettes prismatiques en béton de 20 x 20 x 80 cm 3 et cylindriques de 16 x32 cm 2 ainsi que les éprouvettes en mortier normalisé ont été stockées en bas d un mur de quai au port de Havre en zone de marnage [29]. Elles ont subit l effet des marées. Des casiers ont été construites de manière à éviter tout déplacement d éprouvettes à l aide de barreaux d acier scellés dans les murets en parpaings (Figure I-19). Dans cette configuration de stockage, chaque face des éprouvettes ne subit pas les cycles mouillage-séchage et l attaque des vagues de la même manière. Figure I-19: conservation des éprouvettes soumises aux mouvements des vagues 40

41 Des essais de traction par flexion et de compression ont été réalisés sur des éprouvettes de mortier à différentes échéances pour une période de 15 ans. Boutouil et al. [28] constate une stabilisation et une amélioration des caractéristiques à long terme des mortiers testés en compression. Le gain de résistance concerne surtout des ciments contenant une proportion notable de laitier. Par ailleurs, il est constaté que les résistances à la flexion semblent être légèrement plus affectées par l eau de mer que les résistances à la compression. Cette dégradation est visible dès 90 j. Toutefois, à partir de 2 ans, une tendance au gain des résistances est observée, cela peut être expliqué par l hypothèse de la formation d une couche de surface qui constituerait une protection pour les éprouvettes. La couche de surface est constituée d aragonite/calcite (CaCO 3 ) et/ou de brucite (Mg(OH) 2 ) et mesure moins d un millimètre d épaisseur après 20 ans d exposition à l eau de mer. L amélioration du comportement du béton en milieu marin a également été confirmée par un autre étude. El-Hawary et al [30] ont étudié la performance du béton réparé par un époxy dans un milieu marin, au golfe persique au Koweït. Les conditions environnementales du golfe Persique sont caractérisées par des températures et une humidité élevées. La température en été varie généralement de 30 à 35 C et la température maximale peut atteindre 50 C. L'humidité relative varie entre 40% et 80%, atteignant jusqu'à 98% à certains moments. La salinité de l'eau de mer est plus élevée que dans les autres régions du monde. La teneur en chlorure de l'eau de mer du golfe Persique est d'environ 1,6 à 2 fois celle de l'eau de mer de la Méditerranée ou de l'atlantique [31]. Des échantillons ont été fabriqués avec deux types de ciment, puis ils ont été endommagés sous chargement jusqu à la rupture et réparés avec trois types d époxy. Certains de ces échantillons ont été suspendus d un pilier de pont de façon à être dans une zone de marnage, pendant une durée allant jusqu à 18 mois. D'autres échantillons ont été mis dans des cuves pleines d'eau de mer et conservé en laboratoire à température ambiante. Des essais de cisaillement indirect et de traction par fendage ont été réalisés pour déterminer respectivement l adhérence et la résistance de traction des échantillons à différentes échéances durant 18 mois. Les chercheurs ont trouvé que les échantillons stockés en zone de marnage ont été enrobés par des mollusques, des algues et d autres organismes vivants, comme le montre la Figure I-20. A chaque échéance des essais, ces échantillons présentent une résistance plus élevée que les autres, cela est dû à la croissance biologique. Figure I-20: Développement des organismes vivants 41

42 Dans le cadre d une recherche menée par Dolan et al [32] pour évaluer la durabilité des poutres réparées par des plats composites, 29 poutres en béton de dimension 102 x 102 x 381 mm 3 renforcées avec 3 types de composites A, B, et C ont été suspendues (Figure I-21) à partir d un pont à Crescent Beach, en Floride. Après 12 mois, 9 poutres ont été testées en flexion. Il a été observé que toutes les poutres ont connu une forte croissance biologique, notamment des bernacles, voir Figure I-22. Les autres 20 poutres ont été testées après 18 mois d exposition au marnage. Il n y a pas eu de changement notable au niveau d accumulation des bernacles par rapport aux poutres testées à 12 mois. Les bernacles ont été enlevées avant les tests. La résistance du système A à 18 mois est plus élevée qu à 12 mois (Figure I-23). Cette augmentation pourrait être due à l'accumulation de bernacles, qui protège les échantillons contre la détérioration et agi comme un adhésif supplémentaire ou d'étanchéité. De même, la chute initiale de la résistance à la rupture du système B après 12 mois a été suivie par une augmentation de la résistance à 18 mois. La perte relativement faible de résistance a indiqué que les échantillons n'ont pas subi une dégradation sévère. Le système C est peu influencé par l exposition à l eau de mer que et se comporte mieux que les systèmes A et B. Après 12 mois, un des échantillons présente une perte de 12% et la résistance résiduelle des autres échantillons dans le système était supérieure à celle de l échantillon témoin. Après 18 mois, le rapport de force a encore augmenté à 1,23, ce qui peut être dû à l'accumulation de bernacles. Des poutres en béton qui n ont pas été renforcées ont été également testées. Les auteurs ont trouvé que la résistance des poutres avec la présence de bernacles (exposées aux marnages) est supérieure que celle du béton ordinaire. Figure I-21 : L exposition aux marnages 42

43 Figure I-22: Accumulation des bernacles Figure I-23: Rapport des forces pour les poutres exposées aux marnages [32] 5. CONCLUSION Les ouvrages fluviaux ne subissent pas autant de dégradations que les ouvrages maritimes. Ces derniers subissent des dégradations selon leur exposition à l eau de mer. Plusieurs agressions sont à l origine de ces dégradations : mécanique, chimique, climatique et biologique. Elles se manifestent par la fissuration, l éclat du béton, la mise à nu des armatures corrodées, etc. Pour réparer ces structures, plusieurs techniques ont été utilisées : le ragréage, le béton projeté, l injection d époxy, etc., toutes dépendent du degré de dégradation et de la faisabilité d intervention suivant le positionnement des ouvrages (immergé, en zone de marnage ou hors d eau). Pourtant, ces techniques conventionnelles ne sont pas bien durables. Par exemple, les barres d aciers utilisées dans le chemisage en béton projeté peuvent se corroder et les ouvrages nécessitent de nouveau les travaux de restructuration. Le but de la thèse est de chercher une technique ou des matériaux non corrosifs qui convient pour la réparation des ouvrages portuaires ou ceux en ambiances humides. De nos jours, les matériaux composites sont de plus en plus utilisés pour une réparation/renforcement dans le domaine de BTP. Ces matériaux, vu leurs résistances mécanique et chimique élevées et leur poids légers, permettent de réduire la main d œuvre et le temps de travail, représentant ainsi un atout pour une réparation en zone de marnage où l accès et la rapidité d intervention sont des contraintes majeures. C est cette technique qui sera utilisée dans cette thèse. Le chapitre suivant présente des matériaux composites, leur application dans un milieu humide et immergé, et les paramètres pouvant influencer le collage. 43

44 Bibliographie [1] Documentation Technique CIM Béton, "Les bétons et les ouvrages en site maritime - T 93." [2] CETMEF, "Guide d'utilisation du béton en site maritime," vol. Notice n PM 08-01, ed, Avril [3] P. K. Mehta, Concrete in the Marine Environment: Elsevier Science Publishers [4] United States Department of the Interior, "Guide to Concrete Repair." [5] ACI Committee 546, Guide to Underwater Repair of Concrete, Draft report ed., [6] Collection technique CIM Béton, Béton et ouvrages d'art - La durabilité des bétons, T48, [7] M. Iberahin Jusoh and F. Julian Wolfram, "Effects of marine growth and hydrodynamic loading on offshore structures," Journal Mekanikal, pp , [8] A. McLeish, Underwater concreting and repair: Halsted Press, [9] B. Benaïssa, "La corrosion des structures métalliques en mer: types et zones de dégradations," in VIIIèmes Journées Nationales Génie Civil Génie Côtier, Compiègne, [10] A. Costa and J. Appleton, "Case studies of concrete deterioration in a marine environment in Portugal," Cement and Concrete Composites, vol. 24, pp , [11] S. Bonnet and A. Khelidj, "La durée de vie des ouvrages en béton armé situés sur la façade atlantique," MEDACHS - Interreg IIB Atlantic Space. [12] AFGC, Réhabilitation du béton armé dégradé par la corrosion, [13] M. Dekoster, "Etude du comportement mécanique des structures en béton armé dégradé par la corrosion," Thèse de Doctorat, Université de Lille 1, [14] CETMEF, "Le béton dans les ouvrages fluviaux," [15] S. Dupray, et al., "L utilisation du béton pour les ouvrages maritimes: synthèse francoanglaise des bonnes pratiques " presented at the Journées Nationales Génie Côtier - Génie Civil, Sophia Antipolis, [16] CETMEF, "Réparation des béton altérés," Septembre [17] A. Lamontagne, et al., "Durabilité des réparations en béton projeté," Materials and Structures, vol. 28, pp , [18] P. E. Gilbert Gedeon, "Standard Practice for Shotcrete," US Army Corps of Engineers,

45 [19] M. Anderson, "Shotcrete for expedient structural repair," Air Force Engineering & Service Center1989. [20] D. B. William, Engineering and Design: Standard practice for shotcrete: Department of the army, US Army Corps of Engineers, [21] F. Benmeddour, et al., "Combining NDT tools for analysing the efficiency of repair techniques of wharves: the MAREO project." [22] F. Schoefs, et al. (2011) Projet MAREO : Evaluation probabiliste de la dégradation et des stratégies de maintenance durables de structures en béton armé en environnement maritime. Essais et Simulations [23] LCPC. Available: [24] E. David, "Comportement mécanique de poutres en béton armé renforcées ou réparées par collage de matériaux composites, Etude expérimentale et modélisation," Thèse de Doctorat, Université d'artois, [25] J.-M. Geoffray, "Béton hydraulique - Mise en oeuvre: Bétonnages spéciaux," Technique de l'ingénieur, vol. C [26] K. Suh, "Underwater FRP repair of corrosion damaged prestressed piles," Thesis and Dissertation, University of South Florida, [27] V.M. Hu, et al., "Experimental Research on Compatibility between Underwater Anti- Washout Admixture and Superplasticizer," Key Engineering Materials, vol. 477, pp , [28] M. Boutouil, et al., "Comportement d'éprouvettes de mortier et de bétons à la mer," presented at the Journées Nationales Génie Côtier - Génie Civil, Dinard, France, [29] Z. Duan, et al., "Comportement d éprouvettes de béton et de mortier à la mer," presented at the Journées Nationales Génie Côtier - Génie Civil, Compiègne, [30] M. El-Hawary, et al., "Performance of epoxy-repaired concrete in a marine environment," Cement and Concrete Research, vol. 30, pp , [31] B. Maher A, "Performance of concrete in a coastal environment," Cement and Concrete Composites, vol. 25, pp [32] C. W. Dolan, et al., "Research report for evaluating the durability of bonded CFRP repair/strengthening of concrete beams,"

46 Chapitre II : Utilisation des composites à base de fibres de carbone 46

47 Table des matières 1. INTRODUCTION MATERIAUX COMPOSITES A BASE DE FIBRES DE CARBONE Constituant des matériaux composites Les matrices Les renforts Différents méthodes de mise en œuvre des matériaux composites Mise en œuvre par collage des lamelles Mise en œuvre par collage des tissus Mise en œuvre par insertion des barres en composite Application des matériaux composites dans le génie civil APPLICATION DES COMPOSITES DANS UN MILIEU HUMIDE/IMMERGE Milieu humide Milieu immergé PARAMETRES D INFLUENCE SUR LA DURABILITE DES MATERIAUX COMPOSITES Paramètres environnementaux Température et humidité Ultraviolet Paramètres liés aux matériaux La rugosité et la porosité du béton L eau présente dans le substrat du béton La viscosité de la résine CONCLUSION ET POSITIONNEMENT DE LA THESE

48 1. INTRODUCTION L entretien ou de réparation des ouvrages en milieu marin ou fluvial s avère très difficiles du fait des contraintes d accessibilité, des marées, etc. De plus, l agressivité de ces environnements nécessite des matériaux non corrosifs afin d assurer la durabilité de réparation. La recherche de nouveaux procédés de réparation pour réduire les coûts de réhabilitation et pour diminuer le temps d intervention sur le site fait appel à l utilisation des matériaux composites. Malgré les nombreuses utilisations de ces techniques pour les travaux de réparation, très peu de travaux ont été réalisés pour une application en ambiance fortement humide. Ce chapitre présente tout d abord les différents systèmes de renforcement par les matériaux composites. Puis, les études existantes sur l application des matériaux composites en milieu humide et immergé seront abordées. Les paramètres pouvant influencer sur le collage seront décrites à la fin du chapitre. 2. MATERIAUX COMPOSITES A BASE DE FIBRES DE CARBONE 2.1. Constituant des matériaux composites Un matériau composite résulte d un assemblage de deux ou plusieurs matériaux. L assemblage final possède des propriétés supérieures aux propriétés à chacun des matériaux constitutifs. Un matériau composite est constitué d un renfort qui assure la tenue mécanique et d une matrice qui assure la cohésion de la structure et la transmission des efforts vers le renfort. Ces matériaux composites apportent de nombreux avantages : légèreté, résistance mécanique et chimique, maintenance réduite, liberté de forme. Ils permettent d augmenter la durée de vie de certains ouvrages grâce à leurs propriétés mécaniques (rigidité, résistance à la fatigue), mais aussi grâce à leurs propriétés chimiques (résistance à la corrosion) Les matrices Les matrices (résines) ont pour principal but de transmettre les efforts mécaniques au renfort, d assurer la protection du renfort vis-à-vis des diverses conditions environnementales, et de donner la forme désirée au produit. On distingue deux grandes catégories de résines: les résines thermodurcissables et les résines thermoplastiques. - Les résines thermodurcissables : deviennent solides irréversiblement, le plus souvent après chauffage. La transformation de monomères en polymères s'effectue avec réaction chimique (polymérisation). Une élévation de température ne donne pas 48

49 au polymère un état visqueux, il conserve une certaine rigidité jusqu au moment où il se dégrade. Les polymères thermodurcissables présentent une rigidité élevée et de bonnes propriétés mécaniques. - Les résines thermoplastiques sont des polymères linéaires ou ramifiés où les macromolécules ne sont liées entre elles que par des liaisons de faible intensité. Le comportement du matériau dépend de la mobilité des chaînes les unes par rapport aux autres. Une élévation de température facilite le déplacement de celles-ci. Les polymères thermoplastiques sont en général moins rigides, mais présentent des bonnes propriétés aux chocs Les renforts Les renforts supportent les efforts mécaniques. Les fibres possèdent généralement une bonne résistance à la traction mais une résistance faible à la compression. Les trois grandes familles de fibres actuellement utilisées sont : le carbone, l aramide et le verre. Cependant, malgré leur coût assez élevé, les fibres de carbone possèdent un ensemble de propriétés physiques et mécaniques qui en font un matériau de renforcement de toute première qualité dans l industrie du génie civil. Les fibres de verre et d aramide sont plus économiques mais les premières ont un faible module et manque de résistance face aux solutions salines et/ou basiques. Les secondes présentent un faible module, une résistance à la fatigue limitée en milieux aqueux et une tenue thermique limitée Différents méthodes de mise en œuvre des matériaux composites Les composites peuvent être appliqués sur des éléments de structures de trois façons différents: - Mise en œuvre par collage des lamelles - Mise en œuvre par collage des tissus - Mise en œuvre par insertion des barres en composites Mise en œuvre par collage des lamelles La majorité de l application des matériaux composites se fait par un collage des lamelles (plats pultrudés) sur la surface du béton en utilisant un adhésif. La plupart de ces lamelles sont fabriquées à base de fibres de carbone. Les lamelles peuvent être utilisées pour le renforcement d'une structure en béton en flexion mais également en cisaillement. L application se fait par un double encollage en appliquant une couche de colle sur le support 49

50 et une couche sur la lamelle. Avant d'appliquer la lamelle, il faut s assurer que les irrégularités de la surface du béton sont enlevées. La surface de béton doit également être rendue rugueuse, par exemple par sablage, et nettoyage, afin de fournir une surface de bonne adhérence. Après l'application de la colle, la lamelle peut être appliquée à la surface du béton. L'air piégé entre le béton et la lamelle doit être enlevé, par exemple, en appliquant une pression sur la lamelle à la main ou en utilisant un rouleau. La polymérisation de la plupart des adhésifs, notamment les colles époxydes, a lieu à température ambiante. Il est cependant possible d'accélérer le processus de durcissement par l application de chaleur. Les lamelles rigides ne pouvant pas épouser les formes du support, cette technique est plutôt adaptée à des surfaces planes ou ayant de grands rayons de courbure Mise en œuvre par collage des tissus Le deuxième système de renforcement est un système avec une stratification in-situ des tissus. Les tissus sont généralement constitués de plusieurs couches de fibres. Les tissus peuvent être unidirectionnels ou stratifiés (directions de fibres multiples). Deux processus différents peuvent être utilisés pour mettre en place un tissu sur des surfaces en béton : - Le tissu sec peut être appliqué directement sur la résine déjà appliquée sur la surface du béton, suivi de l application d une couche de fermeture qui est destinée au collage, à l imprégnation des tissus et à la protection finale. Ce processus est connu en anglais sous le terme «wetlayup system». - Le tissu peut être pré-imprégné avec la résine dans une machine adaptée, puis déposé avant polymérisation sur la surface de béton. Ce processus est connu en anglais sous le terme «pre-preg system», Un avantage du renforcement par tissu est qu'il peut être appliqué sur des structures de différentes formes et que la surface n'a pas besoin d'être plane Mise en œuvre par insertion des barres en composite La réparation ou renforcement en utilisant des barres en composites montées prés de la surface, connues en anglais comme NSM FRP (NearSurface MountedFiber- ReinforcedPolymer), est une des techniques les plus récentes de renforcement des structures en béton. La technique consiste à insérer des barres en composite ou des bandes en composite dans une rainure d un béton pré-remplie avec un adhésif (Figure II-1). 50

51 Figure II-1 : Différentes systèmes de NSM [1] Comme pour la réparation ou renforcement par un collage des matériaux composites, cette technique a été initialement développée pour les barres d'armatures en acier, mais a été remplacée par des composites, en raison de leur non-corrosivité, d un faible poids et d une résistance élevée. Un avantage de l application de NSM est que les barres sont protégées par l enrobage du béton et sont donc mieux protégées contre les agressions environnementales et au vandalisme. De plus, comparé au renforcement par collage des composites, le NSM a une plus grande surface d'adhérence et a donc la possibilité d une capacité portante plus élevée. En raison de la nécessité de faire une rainure, cette technique nécessite plus de travaux de préparation et donc coûte plus chère par rapport au collage des composites. En outre, la structure existante doit avoir un enrobage suffisamment épais pour la réalisation d une rainure dans le béton [1] Application des matériaux composites dans le génie civil Toutes les parties d un ouvrage : des poteaux, des poutres, des dalles, des tabliers, des piles de ponts, etc., peuvent être renforcées par collage de matériaux composites. Le recours à un renforcement structurel peut être nécessaire pour plusieurs raisons : - La dégradation du béton peut entraîner une diminution progressive de la capacité structurelle des ouvrages. Le renforcement de l élément endommagé par collage de matériaux composites peut permettre de restaurer, voire d améliorer les capacités structurelles initiales, tout en bloquant la propagation des fissures. - la capacité structurelle définie à la conception de l ouvrage peut devenir insuffisante en cas d évolution de l affectation de l ouvrage. Dans le cas des ponts routiers, les travaux de modification de l ouvrage (par exemple son élargissement en vue d augmenter le nombre de voies) visent souvent à augmenter sa capacité pour assurer un trafic routier plus important. Le renforcement de certains éléments de structure peut alors permettre à l ouvrage de maintenir un niveau de sécurité suffisante. 51

52 - le renforcement préventif des infrastructures peut être indiqué dans les zones à fort risque sismique (particulièrement pour les piles de ponts). Le confinement augmente significativement la résistance et la ductilité de la colonne. Les composites permettent d augmenter la résistance en flexion, à l effort tranchant, et aussi aux efforts sismiques. De manière générale, il existe trois applications principales en fonction du type de renforcement recherché: - les poutres et dalles peuvent être renforcées à la flexion en collant des renforts composites unidirectionnels sur la face en traction, les fibres du composite étant orientées selon l axe longitudinal de l élément de structure, suivant la direction des contraintes principales de traction. - les poutres et dalles peuvent aussi être renforcés à l effort tranchant par collage des composites sur les faces latérales, les fibres étant orientées perpendiculairement par rapport à l axe longitudinal de la structure - les colonnes peuvent être renforcées aux efforts axiaux par confinement des composites autour de ces éléments. Figure II-2 : Dalle renforcée par les lamelles [2] Figure II-3 : Confinement d une colonne [2] 52

53 3. APPLICATION DES COMPOSITES DANS UN MILIEU HUMIDE/IMMERGE Nous avons présenté ci-dessus l utilisation des matériaux composites dans le génie civil. Le support du béton, au moment de la mise en œuvre des composites, doivent habituellement sec et ne présent pas de film d eau en surface. Notre thèse s intéresse au renforcement des ouvrages situés en milieu marin et fluvial, que se situe au bord de l eau. Comme nous avons vu dans le chapitre précédant, les éléments constituant ce type d ouvrage peuvent être totalement immergés, en zone de marnage ou non immergés. Très peu d études ont été réalisées pour une application des composites en ambiance fortement humide ou immergée. Nous présentons ci-dessous les études qui ont été menées dans de telles conditions Milieu humide Les informations sur l effet de l environnement pendant le collage des composites sur la performance et l adhérence entre les composites et le substrat ne sont pas abondantes. La présence d humidité provoque des vides sous les plats CFRP pendant l installation. Myer et Ekenel [3] ont étudié l influence de différents taux d humidité des surfaces du béton, de l humidité relative, et des températures pendant l installation des CFRP sur l adhérence entre le béton et les CFRP. Des poutres en béton armé de dimension 152 x 152 x 610 mm 3 ont été renforcées par des tissus de carbone. Trois phases ont été réalisées : - Phase 1 : Pour identifier l humidité de la surface du béton conduisant à avoir une bonne adhérence entre les tissus de carbone et le béton, l échantillon a été saturé en eau durant 3 jours minimum jusqu à être complètement saturé. - Phase 2 : Cette phase étudie l influence de pourcentage d humidité relative de l environnement pendant l application et la cure de CFRP sur le béton. Les éprouvettes ont été renforcées à des humidités relatives différentes, en commençant par 98 % et dans l ordre décroissant pour identifier un niveau auquel l'adhérence entre le béton et le CFRP est la meilleure. Cette humidité a été maintenue tout au long du processus de durcissement de la colle. - Phase 3 : La température d l application doit être préalablement étudiée avant l application pour avoir une bonne adhérence entre le composite et le béton. Les températures étudiées sont comprises entre -7 C et 49 C. En ce qui concerne l application des composites à une température élevée, les échantillons ont été conditionnés dans une enceinte climatique à une température constante pendant 10 heures avant le renforcement. Les échantillons à basse température ont été conditionnés dans un environnement extérieur à température variant entre -7 C à 4 C pendant 10 heures avant de renforcer la zone. Pour chaque phase, trois types d essai comprenant un essai d arrachement, un essai de torsion et un essai de flexion ont été effectués pour évaluer la performance des tissus de carbone dans des conditions d installation différentes (humidité de la surface du béton, humidité relative et température d application). Les auteurs ont trouvé que l humidité de surface du béton de 53

54 5,05% conduit à une faible adhérence, et qu une adhérence satisfaisante est obtenue si l humidité de surface est inférieure ou égale à 4,3%. En outre, en ce qui concerne l humidité relative pendant l application, l échantillon renforcé à une humidité référence de 65% présente une meilleure performance. Une température élevée n a pas d effet significatif sur les systèmes de CFRP testés bien que le temps de prise et la maniabilité du produit ait été altérés pour une température d application supérieure à 32 C. Figure II-4: Vue latérale d échantillon de poutre pour les essais d adhérence [3] Dans le cadre de la thèse de S. Kesteloot[4] portant sur la réhabilitation des ouvrages d assainissement par matériaux composites, une étude a été réalisée pour définir le choix de l adhésif le mieux adapté aux ouvrages d assainissement. Deux colles (Sikadur 30 Colle et Sikadur 30 Wet) ont été étudiées pour deux différentes conditions de mise en œuvre et de cure: - Ambiance normale : θ = 20 C et HR = 40% - Ambiance saturée : θ = 20 C et HR = 100%, présente dans les ouvrages d assainissement Deux blocs de béton en 305 x 380 x 145 mm 3 ont été renforcés par un collage de lamelle de carbone. Des essais d arrachement ont été réalisés sur des pastilles collées directement sur le béton (non renforcé) et sur la lamelle du béton renforcé, voir Figure II-5. Des essais d arrachement ont été réalisés 7 jours après le collage des lamelles. 54

55 Figure II-5 : Diagramme pour les essais d arrachement en ambiance normale et saturée en eau [4] Pour les pastilles collées directement sur le béton, les ruptures se sont faites au niveau du support béton pour les deux ambiances étudiées. En ambiance saturée en eau, les résultats sont plus faibles lorsque les pastilles sont collées sur les lamelles. La rupture ne se fait plus dans le béton mais au niveau de la liaison support/adhésif de la lamelle. Cela s explique par le fait que les lamelles on été collées en ambiance saturée en eau, ce qui entraîne la fragilité au niveau de la colle et du support. Une diminution de la valeur de la contrainte d arrachement est relevée entre les deux ambiances. Pour la colle Sikadur 30 Wet, la diminution est de 30%, tandis qu une chute de 55% a été notée pour la Sikadur-30 Colle. Donc au point de vue de l adhérence, la colle Sikadur 30 Wet paraît mieux adaptée en milieu humide, cependant sa mise en place en ambiance saturée est difficile Milieu immergé Sen et Mullins [5-8] ont réalisé une réparation des piles de pont en zone de marnage et immergée en utilisant 2 différents systèmes de renforcement : système «pre-preg» (système A) et «wetlayup» (système B), voir le paragraphe 2.2 de chapitre. Des essais d arrachement ont été réalisés après 2 ans de réparation pour évaluer l adhérence résiduelle. Le système A consiste en une résine uréthane activée par l'eau et d un tissu FRP. Parce qu'il est activé par l'eau, le tissu doit être pré-imprégné avec la résine et envoyé sur le site dans des sachets hermétiques. Les sachets sont ouverts juste avant l application pour éviter un durcissement prématuré dû à l humidité atmosphérique. Le système B utilise de tissu de verre en 55

56 combinaisons avec un époxy destiné pour une application sous l eau. Des essais d arrachement ont été réalisés sur les parties supérieures (sèche) et inférieures (humide) de piles. Le résultat montre que l adhérence entre les FRP et le béton est médiocre. La majorité des ruptures des piles réparées avec le système B sont une rupture adhésive à l interface pastille/béton. Tous les essais réalisés pour le système A montrent des ruptures par séparation des couches de tissus. De plus, les contraintes de traction résiduelles ne sont pas uniformes. Le système B présente de meilleurs résultats dans la partie humide, tandis que le système A présente de meilleurs résultats pour la partie sèche. Les mêmes systèmes testés en laboratoire ne montrent pas tels résultats. Le problème pourrait donc être dû aux techniques de confinement in-situ. Figure II-6: Réparation d'une pile en zone de marnage et immergée [9] Seica et Packer [10] ont réalisé une étude en laboratoire sur un confinement sous l eau des poutres tubulaires en acier à l aide des tissus de carbone. Sept poutres tubulaires de dimension 168,5 mmx 4,9 mm ont été testées en flexion 4 points. Six poutres ont été confinées avec des composites fournis par deux fabricants différents et une autre poutre sert de référence. Deux paramètres principaux ont été étudiés : l influence de fibre/époxy venant de différents fabricants, et les conditions d application et de conservation de la matrice (dans l air et sous l eau). Deux types de renforts et deux types de résines venant de deux fabricants différents (Sika et Fyfe) ont été utilisés pour cette étude. La poutre N 1 n a pas été confinée. La poutre N 2 a été renforcée avec les tissus et la colle de Sika, et la poutre N 3 a été renforcée avec les tissus et la colle de Fyfe. A noter que la colle Tyfo SW1 de Fyfe est développée spécifiquement pour une application sous l eau. Ces deux poutres ont été préparées dans une ambiance normale. Le confinement des poutres consiste tout d abord de préparer la surface pour 56

57 éliminer la poussière. Ensuite, deux couches de tissus avec des fibres orientées longitudinalement de la longueur du tube ont été collées sur la poutre, puis celle-ci a été confinée à une troisième couche avec les fibres orientées transversalement (Figure II-7). Les poutres N 4 et 5 ont été préparées avec les mêmes systèmes que les poutres 2 et 3, mais la différence est qu elles ont été confinées et conservées dans l eau de mer (Figure II-8). Le confinement sous l eau n est pas une tache facile : les tissus de carbone ont une tendance de se détacher de la poutre tubulaire sous leur poids propre. Donc pour assurer une adhérence adéquate, des fils en nylon ont été utilisés sur les deux dernières poutres (N 6 et 7) pour maintenir les tissus de carbone durant la conservation. La poutre N 7 a été confinée avec des matériaux hybrides, c est-à-dire les renforts de Sika et la colle de Fyfe. Figure II-7: Schéma de confinement des poutres [10] Figure II-8: Echantillons confinés et conservés dans l'eau [10] Les auteurs ont trouvé que les poutres confinées dans l eau n atteignent pas les mêmes capacités en flexion que celles confinées dans l air. Aucun problème sérieux de décollement n a été trouvé dans les poutres, ce qui suggère que les conditions d application et de cure des fibres que ce soit dans l eau ou dans l air ne posent pas de problème de décollement. Un intérêt particulier est porté sur les matériaux hybrides des deux fabricants : la résine de Fyfe et les tissus de Sika. Cela a été fait pour tenter d'évaluer la pertinence des matériaux hybrides, en particulier parce que la résine Sika ne semble pas polymériser complètement dans l'eau de mer et que les fibres Fyfe se sont avérées trop lourdes et difficiles à manipuler sous l'eau. Les 57

58 résultats montrent que cette poutre hybride (tissu de Sika et colle de Fyfe) a un meilleur comportement que les autres poutres confinées sous l eau (Figure II-9). Figure II-9 : Courbes charge-flèche des poutres tubulaires [10] Mullins et al. [11] ont développé une méthode d amélioration d adhérence pour une application sous l eau des tissus FRP. Cette méthode n est applicable que pour le confinement des piles qui sont partiellement immergées. La méthode consiste à maintenir une pression positive, constante et uniforme le long les surfaces à confiner. La pression constante est créée en appliquant un vide dans un sac à vide. Cette pression va forcer la résine à pénétrer dans les pores du béton et chasser l air piégé, l eau ou le surplus de résine. 4. PARAMETRES D INFLUENCE SUR LA DURABILITE DES MATERIAUX COMPOSITES La durabilité des systèmes de renforcement par matériaux composites a été définie par Karbhari et al. [12] comme l aptitude de ces matériaux à résister à la fissuration, l oxydation, l attaque chimique, la délamination, et l usure pendant une période donnée, dans les conditions de charge appropriées et conditions environnementales spécifiées. De manière générale, les paramètres qui peuvent influencer la durabilité des matériaux composites peuvent être classés en deux catégories : paramètres environnementaux et paramètres liés aux matériaux. 58

59 4.1. Paramètres environnementaux Température et humidité Le point le plus important concerne la température est la température de transition vitreuse Tg. Les propriétés mécaniques diminuent à l approche de ce seuil de température. Pour éviter une rupture issue de l adoucissement de l adhésif ou de la résine, la température maximale de service doit être inférieure à Tg. L exposition à l'humidité peut avoir des effets néfastes sur les matériaux composites. L'humidité absorbée dans les composites peut induire la plastification (par hydrolyse), réduire la température de transition vitreuse (Tg), et provoquer une relaxation dans la matrice (adoucissement de la résine). La quantité d eau absorbée dépend du type de résine et de la température de l eau. L absorption maximale d eau par une résine époxy est environ de 3% en poids. L'exposition des composites à l'humidité ou aux cycles séchage-mouillage a un effet significatif sur les propriétés mécaniques des assemblages collés. L influence de la combinaison de la température et de l humidité sur les caractéristiques mécaniques d une résine époxy polymérisée à froid est illustrée sur la Figure II-10. Figure II-10 : Influence de la température et de l humidité sur les caractéristiques mécaniques d une résine époxy [13] Plusieurs auteurs ont effectué des études sur la durabilité de ces matériaux, pourtant aucune conclusion générale n est possible car les procédés et les conditions expérimentales utilisés sont différents. Dans certains cas, des résultats contradictoires ont été rapportés [14]. Toutanji et Gomez [15] ont étudié l effet de séchage/mouillage dans l eau salée sur des poutres renforcées par matériaux composites (tissus de carbone et de verre). Le résultat montre que les charges de rupture des poutres soumises aux cycles séchage/mouillage sont plus faibles que celles des poutres conservées à la température ambiante. Cela a été attribué à la dégradation de l'époxy, ce qui conduit à l'affaiblissement de la liaison entre l'échantillon de 59

60 béton et des composites. Chajes et al [16] ont trouvé que, les cycles séchage-mouillage à la température ambiante pendant 3 mois entraînent une chute de résistance plus importante sur les poutres renforcées comparée à l exposition aux cycles gel-dégel. De plus, les fibres de verre et les fibres d aramide se dégradent davantage que les fibres de carbone. Chajes & al. [16] et Toutanji & al. [15] ont suggéré que les modes de rupture des poutres sont influencées par les conditions de vieillissement. Aiello et al [17] ont montré que la température extérieure et l humidité peuvent affecter de manière importante les propriétés mécaniques des assemblages collés : - une augmentation de la température d essai de 23 C à 50 C ferait chuter la résistance en cisaillement d un assemblage de plus de 80%, tandis que le mode de rupture passerait d un mode cohésif dans le béton à un mode adhésif à l interface. Ceci serait lié à la faible température de transition vitreuse des adhésifs utilisés dans le domaine du génie civil (Tg < 50 C). - des assemblages immergés pendant plusieurs semaines dans de l eau distillée présentent une chute des propriétés mécaniques de l ordre de 15 à 20% par rapport aux échantillons non vieillis. Cet effet a été attribué à la plastification du polymère, qui est à l origine d une diminution notable de la température de la transition vitreuse (Tg) et d une chute de l adhérence interfaciale. Sen [18] a présenté les résultats d'une étude de durabilité réalisée sur des bétons renforcés par des tissus de carbone. Quatre environnements différents ont été étudiés: i) cycles séchage/mouillage dans l eau salée, ii) combinaison des cycles séchage/mouillage et température élevée dans l eau salée, iii) exposition à l extérieur et iv) laboratoire climatisé. Après 2 ans d exposition, l exposition à l extérieure montre une dégradation de l adhérence moins importante.une dégradation la plus importante était l exposition aux cycles séchage/mouillage, ce qui suggère que l'absorption d'humidité par l'époxy est potentiellement néfaste à la durabilité. Karbhari et Zao[19] ont comparé l influence de différents facteurs environnementaux sur la résistance en flexion 4 points de poutres de béton renforcées par des plats FRP collés sur la face tendue au moyen d un adhésif époxyde. Les condition de vieillissement étaient les suivants: i) immersion dans l eau distillée à 23 C, ii) immersion dans une solution saline, iii) conditionnement à -15 C dans l air, et iv) cycles gel/dégel de 24 heures. Après 120 jours de vieillissement, les chutes de résistance les plus sévères ont été constatées pour l immersion dans la solution saline et dans l eau distillée (-45 et -35% respectivement). Les mécanismes mis en jeu seraient la plastification de l adhésif dans les deux cas, mais également une dégradation du polymère par hydrolyse dans le cas de l immersion en milieu salin. La dégradation du plat FRP lui-même contribuerait également à la chute des propriétés des assemblages. 60

61 En 2009, Karbhari et al. [20] ont étudié la durabilité de l adhérence entre les composites et le béton sous différentes conditions d environnementales : l immersion dans l eau, l immersion dans l eau salée, l humidité, et conditionnement au gel de -18 C. Dix différents types de renforcement (plats de carbone, tissus de carbone et de verres) ont été utilisés. Des essais d arrachement ont été réalisés tous les 6 mois pendant 24 mois. Ils ont trouvé que l immersion dans l eau salée entraîne une dégradation plus importante de l adhérence que l immersion dans l eau déionisée, cela est dû probablement à la migration des NaCl à la bordure du collage entraînant la rupture des liaisons intermoléculaire dans l adhésif. Wu et al. ont[21] étudié l influence de l eau sur la réaction de polymérisation des résines époxydes. Ils ont montré que la présence d eau distillée en faible quantité accélère la réaction de polymérisation et améliore les propriétés mécaniques des résines. Ils ont également constaté qu un excès d eau pendant la réticulation entraîne, après évaporation de celle-ci, l apparition d un trop grand volume libre dans la résine ayant pour conséquence de faciliter l absorption d eau au cours du vieillissement. Malgré les nombreuses études portées sur le comportement structural des structures renforcées par des matériaux composites, l effet de conditions de durcissement des résines époxydiques sur ses propriétés mécaniques est très peu abordé. Czaderski et al. [22] ont mené une étude pour étudier le développement de la résistance d un adhésif commercial sous différents temps et températures de durcissement. Les résultats montrent que le temps nécessaire pour atteindre la résistance de traction maximale de l adhésif peut être considérablement réduit de plusieurs heures à la température ambiante à environ 30 minutes à 90 C. Par contre, la durée de la prise de colle de 15 à 20 minutes à 90 C entraîne une rupture adhésive, ce qui veut dire que la résistance de l adhésif n est pas complètement développée Ultraviolet Les ultraviolets émis par le soleil peuvent produire un changement du couleur du composite. Ce changement de couleur ou décoloration qui est dû à l influence des rayons ultraviolets sur la résine de la matrice, n implique aucune dégradation structurale ou physique [13]. Les caractéristiques mécaniques des matériaux composites sont très légèrement influencées par les rayons ultraviolets. Pourtant, une exposition à long terme des composites au rayonnement UV provoque des défauts de surface et les fissures, ce qui pourrait faciliter la pénétration de l'eau et les impuretés de surface dans le composite. Il pourrait finalement provoquer la perte de propriétés mécaniques dans le système composite [23] Paramètres liés aux matériaux L efficacité de la réparation et renforcement par les matériaux composites dépend de la durabilité de l adhérence entre les composites et le béton [24]. Selon Munger et Vincent [25], 61

62 la qualité de l adhésion d un collage et sa durée de vie seraient proportionnelles à la profondeur de pénétration de la résine, qui dépend à la fois des propriétés du substrat et de la résine La rugosité et la porosité du béton La rugosité et la porosité du béton contribuent à l augmentation de l aire de contact et favorisent l ancrage mécanique. Un traitement de la surface est donc nécessaire car il permet d une part d éliminer la couche de très faible cohésion ainsi que toute présence d huile ou autre agent polluant, et d autre part d obtenir une surface de rugosité souhaitée. Toutanji et Ortiz [26] ont étudié l influence du traitement de surface du substrat sur l adhésion d un composite sur un support en béton. Les traitements de surface du support (sablage et eau sous pression) permettent d optimiser la rugosité de surface. Pourtant, un traitement trop agressif peut entraîner une rugosité trop importante, ce qui est néfaste à la bonne tenue du revêtement. De l air peut rester piégé et provoquer par la suite une décohésion du revêtement. Il existe donc une rugosité optimale du support (Figure II-11). Figure II-11 : Influence de la rugosité de substrats sur l'ancrage mécanique L eau présente dans le substrat du béton L eau présente dans le substrat du béton a une influence néfaste sur la pénétration de la résine. Pour que la pénétration de la résine soit optimale, les pores du béton doivent être vides, en particulier d eau. Le support peut être humide mais ne doit pas être saturé en eau. Sasse et Fiebrich [27] ont montré que le mécanisme de pénétration de la résine dans le béton est quasiment parfait sur substrat sec alors que des délaminages et des fissures sont visibles sur substrat humide. Paillère et al ont par ailleurs trouvé que l adhérence d un polymère sur un support béton humide serait liée à l absorption plus ou moins élevée de l eau présente en surface du substrat. Selon eux, les résines chargées adhéraient mieux que les résines pures puisque, par exemple, les fillers calcaires sont hydrophiles. Ils peuvent absorber l eau en surface du béton et provoquer un assèchement superficiel de la surface. Wu et al. ont[21] étudié l influence de l eau sur la réaction de polymérisation des résines époxydes. Ils ont prouvé que la présence d eau distillée en faible quantité accélère la réaction de polymérisation et améliore les propriétés mécaniques des résines. Ils ont également constaté qu un excès d eau pendant la réticulation entraîne, après évaporation de celle-ci, l apparition d un trop 62

63 grand volume libre dans la résine ayant pour conséquence de faciliter l absorption d eau au cours du vieillissement La viscosité de la résine La viscosité de la résine est le paramètre essentiel gouvernant le flux capillaire à l intérieure des porosités du béton. Plus la viscosité est faible, plus la résine pourra pénétrer dans les pores ouverts du béton et la profondeur sera plus importante. Backelandt [28] a développé une méthodologie permettant d étudier la pénétration d une résine époxyde dans une pâte de ciment durcie. Trois techniques différentes ont été utilisées: a) La microscopie optique sous éclairage ultraviolet pour évaluer la profondeur de pénétration d adhésif dans lequel un pigment fluorescent a été introduit. b) La zone de pénétration a également été observée en microscopie électronique à balayage, en mode de détection des électrons secondaires. c) La technique microsonde électronique a permis d obtenir le profil de concentration de l élément carbone (relative au polymère) à l intérieur de la pâte de ciment, et de déterminer ainsi la profondeur de pénétration. Les trois méthodes proposées confirment la présence d une zone de transition et des résultats de la profondeur de pénétration obtenus sont concordants, comme le montre la Figure II-12. a) b) c) adhésif zone de transition Pâte de ciment Figure II-12: Comparaison des différentes modes d'observation de la zone de pénétration de l adhésif dans la pâte de ciment : a)microscopie optique sous éclairage UV, b) microscopie électronique à balayage, c) microsonde électronique [28] En utilisant ces différentes techniques, Backelant [28] a étudié l influence des paramètres cités ci-dessus (la porosité du substrat, la teneur en eau du substrat, et la viscosité de la résine époxyde) sur la profondeur de pénétration de la résine dans une pâte de ciment durcie. Les résultats obtenus ont montré que non seulement l eau en surface limite les possibilités de contact entre la résine et le substrat, mais l eau contenue dans les porosités réduit la perméabilité du réseau face au transport de la résine. Les résultats sont donnés dans le Tableau II-1. 63

64 Tableau II-1: Profondeur de pénétration d'une résine en fonction des différents paramètres [28] Substrat de porosité 33 % Substrat de porosité 42 % sec humide sec humide Résine fluide 130 µm 60 µm 190 µm 90 µm Résine visqueuse 65 µm 50 µm 100 µm 55 µm L aspect cinétique de la réaction de polymérisation de la résine (évolution de la viscosité en fonction du temps de polymérisation) semble aussi un paramètre important qui influence la profondeur de pénétration des résines [28]. En plus de ces paramètres pré-cités, d après Courard [29], les conditions environnementales (température, humidité relative, cure etc.) sont également connues comme des facteurs influents l adhésion. 5. CONCLUSION ET POSITIONNEMENT DE LA THESE Le développement de l utilisation de la technique de réparation ou de renforcement par les matériaux composites s effectue par la facilité de la mise en œuvre, la résistance mécanique et chimique élevée de ces matériaux. Ces matériaux sont couramment utilisés dans le génie civil pour le renforcement et la réparation des structures, notamment pour augmenter la résistance des poteaux, des poutres, des dalles, des tabliers et piles de ponts. Le support du béton, au moment de la mise en œuvre des composites, doit être sec et ne présenteaucun film d eau en surface. Très peu d études ont été réalisées pour une application en ambiance fortement humide ou immergée, même s il existe, la plupart d entre elles ont été réalisées en laboratoire. L application in-situ des matériaux composite dans tels milieux n a été réalisée que pour confinement des poteaux. L étude sur la mise en œuvre et la durabilité des composites sur une paroi dans une ambiance fortement humide comme dans le cas de la zone de marnage en milieu marin, à notre connaissance, n a jamais été effectuée. L objectif de la thèse est d une part de mettre au point une technique de réparation par collage des matériaux composites dans un milieu marin et fluvial. Des lamelles et tissus de carbone seront appliqués sur les parois des deux ouvrages qui ont été présentés dans la partie problématique de la thèse. Des essais d arrachement seront effectués pour évaluer l adhérence des composites sur le béton. Et d'autre part, d'étudier les comportements des poutres en milieu agressif et en laboratoire. Il s agit d exposer des poutres, selon différentes méthodes de renforcement, le long d un quai situé en milieu marin dans la zone de marnage, de les tester mécaniquement et de les comparer avec les autres poutres stockées en laboratoire. 64

65 Bibliographie [1] L. De Lorenzis and J. G. Teng, "Near-surface mounted FRP reinforcement: An emerging technique for strengthening structures," Composites Part B: Engineering, vol. 38, pp , [2] E.-L. Khlamer, "Influence of temperature on concrete beams strengthened in flexure with CFRP," Thèse de doctorat, Eindhoven University of Technology,, [3] M. Ekenel, et al., "Affect of environmental conditions during installation process on bond strength between CFRP laminate and concrete substrate," presented at the Composite in Construction 2005, Lyon, France, [4] S. Kesteloot, "Réhabilitation des ouvrages d'assainissement par matériaux composites: Etude expérimentale et dimensionnement par calculs numériques," Thèse de Doctorat, Université d'artois, [5] G. Mullins, et al., "A Demonstration of Underwater FRP Repair," Concrete International, vol. 28, pp. 1-4, [6] R. Sen, "Advances in the application of FRP for repairing corrosion damage," Progress in Structural Engineering and Materials, vol. 5, pp , [7] R. Sen and G. Mullins, "Application of FRP composites for underwater piles repair," Composites Part B: Engineering, vol. 38, pp [8] R. Sen, et al., "FRP Application in Underwater Repair of Corroded Piles," International Concrete Research & Information Portal, vol. 230, [9] R. Sen and G. Mullins, "Application of FRP composites for underwater piles repair," Composites Part B: Engineering, vol. 38, pp , [10] M. V. Seica and J. A. Packer, "FRP materials for the rehabilitation of tubular steel structures, for underwater applications," Composite Structures, vol. 80, pp , [11] Mullins et al., "Bond enhancement for underwater repair," US 2007/ A1, April 12, 2007, [12] V. M. Karbhari, et al., "Durability Gap Analysis for Fiber-Reinforced Polymer Composites in Civil Infrastructure," Journal of Composites for Construction, vol. 7, pp , [13] Z. Y. WU, "Etude experimentale du comportement des poutres courtes en beton arme pre-fissurees et renforcees par materiaux composite sous chargement statique et de fatigue," Thèse de Doctorat, Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, [14] Y. Chen, et al., "Accelerated aging tests for evaluations of durability performance of FRP reinforcing bars for concrete structures," Composite Structures, vol. 78, pp ,

66 [15] H. A. Toutanji and W. Gómez, "Durability characteristics of concrete beams externally bonded with FRP composite sheets," Cement and Concrete Composites, vol. 19, pp , [16] M. J. Chajes, et al., "Durability of concrete beams externally reinforced with composite fabrics," Construction and Building Materials, vol. 9, pp , [17] Aiello M.A., et al., "Polymeric adhesives for the restoration of concrete structures : environmental effects," in Proceedings of the 2nd International RILEM Symposium on Adhesion between Polymers and Concrete ISAP 99, Dresde (Allemagne), Septembre [18] R. Sen, et al., "Durability of Carbon Fiber-Reinforced Polymer/Epoxy/Concrete Bond in Marine Environment," ACI Structural Journal, pp , [19] V. M. Karbhari and L. Zhao, "Issues related to composite plating and environmental exposure effects on composite-concrete interface in external strengthening," Composite Structures, vol. 40, pp , [20] V. M. Karbhari and K. Ghosh, "Comparative durability evaluation of ambient temperature cured externally bonded CFRP and GFRP composite systems for repair of bridges," Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, vol. 40, pp , [21] L. Wu, et al., "Effects of water on the curing and properties of epoxy adhesive used for bonding FRP composite sheet to concrete," Journal of Applied Polymer Science, vol. 92, pp , [22] C. Czaderski, et al., "Effect of curing conditions on strength development in an epoxy resin for structural strengthening," Composites Part B: Engineering, vol. 43, pp , [23] C. W. Dolan, et al., "Research report for evaluating the durability of bonded CFRP repair/strengthening of concrete beams," [24] A. Lamure, "Adhésion et adhérence des matériaux," [25] C. G. Munger and L. D. Vincent, Corrosion prevention by protective coatings Houston, Texas: National Association of Corrosion Engineers, [26] H. Toutanji and G. Ortiz, "The effect of surface preparation on the bond interface between FRP sheets and concrete members," Composite Structures, vol. 53, pp , [27] H. Sasse and M. Fiebrich, "Bonding of polymer materials to concrete," Materials and Structures, vol. 16, pp , [28] A. Backelandt, "Etude des mécanismes d adhésion à l interface résine/ciment en vue de la réparation des ouvrages de Génie Civil," Thèse de Doctorat, INSA de Lyon,

67 [29] L. Couard, "Parametric study for the creation of the interface between concrete and repair products," Materials and Structures, vol. 33, pp ,

68 Partie II : Campagne expérimentale 68

69 OBJECTIFS DE LA CAMPAGNE EXPERIMENTALE A travers l étude bibliographique, nous avons pu constater qu il est possible d appliquer des matériaux composites sur un béton sur une surface humide. La campagne passe avant tout par une caractérisation des matériaux composites. Des mesures de la température de la transition vitreuse seront réalisées sur les composites. Ensuite, les essais de vieillissement par immersion dans des différentes solutions (eau de mer et eau douce) et températures (20 C et 40 C) seront effectués pour quantifier les conditions d environnement sur les matériaux composites. La température de 20 C est considérée comme la température de référence, les essais réalisés à cette température permettent d avoir des résultats plus proches de ceux rencontrés en situation réelle. Nous avons réalisé des essais à 40 C pour accélérer le vieillissement. Afin de savoir si un changement de milieu influençait l absorption de l eau dans l époxy, nous avons réalisé le vieillissement en deux solutions : eau douce et eau de mer. Afin de valider si les composites sont bien adapté pour un renforcement en zone de marnage, une campagne de collage est à réaliser in-situ dans la condition réelle d application. Elle consiste à mettre en œuvre des matériaux composites sur les deux parois en béton armé du quai et du pont en milieu marin et fluvial. En effet, l application in-situ de technique de renforcement/réparation au moyen des matériaux composites dans un milieu humide ou immergé n a été réalisée que pour le confinement des poteaux. Il est donc nécessaire de mettre au point un procédé de collage des matériaux composites sur les parois des ouvrages en ambiance fortement humide. Pour cet effet, les composites (tissus et lamelles) seront appliqués sur 2 zones différentes : zone non immergée et zone de marnage. Suite à la mise en œuvre, des essais d arrachement ont été effectués pour évaluer l efficacité et la durabilité du collage. Les essais d arrachement permettent de mesurer l adhérence des composites sur le béton. En plus, les modes de ruptures se produisent lors des essais donnent une indication sur quelle partie de l assemblage béton/colle/composite est la moins résistante. Cette étude de mise en œuvre in-situ des composites sera présentée dans le chapitre 4. La deuxième campagne expérimentale consiste à étudier les comportements des poutres renforcées face à un environnement agressif. En effet, les résultats qui sont obtenus à travers le chapitre 4 sur la mise en œuvre in-situ des composites en milieu marin et fluvial ne permettront d évaluer que les aspects d adhérence, mais pas les aspects structurel. De ce fait, différentes catégories de poutres non renforcées et renforcées par des lamelles et des barres de carbone ont été fabriquées en laboratoire. La moitié d entre elles ont été stockées en laboratoire (poutres références), tandis que l autre moitié a été transportée au port de Dunkerque et exposée à un environnement marin (en zone de marnage). Après 12 mois d exposition, ces poutres ont été ramenées au laboratoire et ont été testées par flexion en même temps que les poutres en laboratoire, dans le but de mesurer et de comparer les résistances en flexion. 69

70 Chapitre III : Vieillissement accéléré des composites 70

71 Table des matières 1. INTRODUCTION MATERIAUX Présentation des matériaux étudiés Préparation des échantillons de colles CARACTERISATION DES MATERIAUX COMPOSITES Mesure de la température de la transition vitreuse (Tg) Terminologies Principe de la technique Résultats Mesure de taux de fibres du pultrudé par l essai de calcination VIEILLISSEMENT ACCELERE DE COMPOSITES Processus de vieillissement Vieillissement des adhésifs Vieillissement des assemblages collés Préparation des échantillons avant le vieillissement Protocole de pesée Résultats du vieillissement des adhésifs Vieillissement des colles Vieillissement de la lamelle Vieillissement de l assemblage CONCLUSION

72 1. INTRODUCTION Les matériaux composites sont beaucoup utilisés pour le renforcement ou réparation des structures de génie civil. L'efficacité de la technique dépend largement de la liaison entre les composites et le support en béton, notamment l adhésif. Les adhésifs et les assemblages collés sont sensibles à l humidité. Ils présentent des propriétés physico-chimiques qui évoluent dans le temps en fonction des interactions avec les milieux environnants. Des phénomènes de vieillissement peuvent affaiblir ou dégrader les matériaux et doivent être pris en compte dans les études de durabilité. Pour ces raisons, des essais à IFREMER (Brest) ont été réalisés pour étudier l éventuelle influence du vieillissement accéléré sur les propriétés des matériaux composites. Ces essais sont des : - essais de calcination sur les lamelles - mesures de la transition vitreuse sur les colles et lamelle - essais de vieillissement accéléré sur les colles, la lamelle et l assemblage lamelle/adhésif/lamelle 2. MATERIAUX 2.1. Présentation des matériaux étudiés Deux adhésifs et un composite ont étéétudiés dans ce chapitre. En effet, les deux colles ont été testées suivant la demande de Sika. - Lamelle SikaCarboDur S Colle Sikadur 30 - ColleSikadur 330 Les lamelles sont des plats rigides fabriquées en usine par le procédé de pultrusion. Les lamelles utilisées sont à base de carbone, d une épaisseur de 1,2 mm et de 50 mm de largeur. Leur mise en œuvre est aisée du fait de leur faible épaisseur et de leur faible poids. Ces lamelles sont collées sur la surface en béton au moyen de la colle préconisée (Sikadur 30). Les caractéristiques des lamelles sont données dans les tableaux ci-dessous : Tableau III-1 : Caractéristiques mécaniques des lamelles Désignation Lamelle de carbone Module d'élasticité > 165 GPa Résistance à la rupture par traction > MPa Allongement à la rupture > 1,7 % 72

73 Les deux colles sont à base d époxy. La première colle est destinée au collage des lamelles. C est une colle époxydique thixotropique à 2 composants sans solvant. Elle se présente sous forme de kit comprenant un composant A (résine de couleur blanche) et un composant B (durcisseur de couleur noire). Ces composants A et B sont mélangés dans les proportions massiques 3/1, de manière de former une pâte grise. La température de mise en œuvre de la colle doit être comprise entre 8 C et 35 C. Sa durée pratique d utilisation (DPU) dépend de la température, elle est plus courte à haute température et plus longue à basse température. A une température de 8 C, la DPU est de 120 minutes, tandis qu elle n est que de 20 minutes à 35 C. La seconde colle est la résine Sikadur 330. Elle est utilisée pour le renforcement par collage de tissu de carbone. C est une résine d imprégnation sans solvant à deux composants, A (résine) et B (durcisseur). La proportion de mélange en poids est de 4/1 (résine/durcisseur). Les caractéristiques mécaniques fournies par le fabricant des colles Sikadur 30 et Sikadur 330 sont données dans les tableaux ci- dessous. Tableau III-2: Caractéristique de la colle Sikadur 30 Désignation Caractéristiques Module d'élasticité en traction MPa après 14 jours à 23 C Module d élasticité en compression 9600 MPa après 14 jours à 23 C Résistance en traction 18-21MPa après 1 jour à 15 C MPa après 7 jours à 15 C Adhérence sur béton > 4 MPa (rupture béton) Tableau III-3: Caractéristique de la colle Sikadur330 Désignation Caractéristiques Module d'élasticité en flexion MPa après 7 jours et 23 C Module d'élasticité en traction 4500 MPa à 7 jours et 23 C Résistance en traction 30 MPa à 7 jours et 23 C Le tableau ci-dessous résume les types des essais, les matériaux utilisés et les conditions correspondantes. 73

74 Tableau III-4: Conditions, matériaux et type des essais réalisés Type d'essais Matériaux Condition Essai de calcination Lamelle Mesure de Tg Sikadur 30 Sikadur 330 Echantillon non vieilli Vieillissement de la colle Sikadur 30 Eau déionisée et eau de mer à 20 C et 40 C Sikadur 330 Eau déionisée et eau de mer à 20 C et 40 C Vieillissement composite Lamelle Eau déionisée et eau de mer à 20 C et 40 C Vieillissement collage Lamelle/adhésif/lamelle Eau de mer à 20 C et 40 C 2.2. Préparation des échantillons de colles Les échantillons des colles ont été fabriqués à l aide des moules en silicone découpés en forme de grille de dimension 50 x 50 mm et d une épaisseur 2 mm. La préparation doit être faite avec soin vu l épaisseur très faible des échantillons. 50mm 50mm Figure III-1: Grille pour la fabrication des colles Après 24 heures de polymérisation à température ambiante, les éprouvettes sont démoulées. Ensuite, les échantillons de colles fabriqués sont poncés pour avoir une surface lisse. Ils sont stockés en laboratoire dans les conditions standard en attendant des caractérisations ultérieures. Un délai de 4 semaines est respecté entre les dates de fabrication et de caractérisation pour permettre d avancer la polymérisation. 3. CARACTERISATION DES MATERIAUX COMPOSITES 3.1. Mesure de la température de la transition vitreuse (Tg) La température de transition vitreuse (Tg) d une matière est la température à laquelle la matière passe d'un état vitreux à un état caoutchouteux, solide. Elle est mesurée par la technique de calorimétrie différentielle à balayage. 74

75 3.1.1 Terminologies - Réticulation : branchement de chaînes de polymères par des ponts ou liaisons chimiques afin de constituer un réseau de masse moléculaire plus élevée et présentant des propriétés physico-chimiques différentes du polymère initial. Le polymère passe alors d'un état pâteux (viscoélastique) à un état solide, rigide, élastique et infusible. - Degré de réticulation ou degré de polymérisation (DP): définit la longueur d'une chaîne polymère. DP est le nombre d'unités monomères (unités répétitives) constitutives de cette chaîne. Le degré de polymérisation est directement proportionnel à la masse molaire du polymère. Un polymère sous réticulé a une augmentation de mobilité moléculaire Principe de la technique La calorimétrie différentielle à balayage ou DSC est utilisée pour évaluer les transitions de phase comme : la température de fusion ou de cristallisation, la température de transition vitreuse, le taux de réticulation de certains polymères. Le principe de la technique consiste à mesurer le flux de chaleur nécessaire pour maintenir le matériau à la même température qu un échantillon de référence. La quantité de chaleur échangée dépend de la nature endothermique ou exothermique du processus de transition. Par exemple, un solide qui fond va absorber plus de chaleur pour pouvoir augmenter sa température au même rythme que la référence. La fusion est en effet une transition de phase endothermique car elle absorbe la chaleur. De même, l'échantillon peut subir des processus exothermiques, tels que la cristallisation, lorsqu'il transmet de la chaleur au système. Cette technique est largement utilisée en milieu industriel en contrôle de qualité grâce à son applicabilité pour évaluer la réticulation de polymère. Dans notre étude, on utilise le DSC pour mesurer la température de transition vitreuse des deux échantillons de colles et de lamelle. Un échantillon d une masse environ 10mg est analysée pour chaque matériau. Les mesures ont été effectuées au moyen d un appareil DSC Q 200, et à une vitesse de 10 C/min, cette vitesse est choisie suivant les conditions expérimentales typiques pour les polymères thermodurcissable (cf. Ce protocole permet d avoir des signaux réversible et non réversible). Deux cycles successifs sont systématiquement réalisés afin de déterminer d une part, les propriétés du réseau à l issue du cycle de mise en œuvre retenu, et d autre part, les caractéristiques de la résine totalement réticulée par chauffage à haute température. Le DSC Q 200 possède 50 portes d échantillons, un photo-calorimètre accessoire, et des multiples dispositifs de refroidissement. 75

76 Figure III-2: Appareil DSC Q 200! "#$#" Résultats! Tg des adhésifs Les Figure III-3 et Figure III-4présentent les courbes d analyse DSC des échantillons de colle Sikadur 30 et Sikadur 330.! Figure III-3: DSC d'un échantillon de Sikadur 30!! 76

77 ! Figure III-4: DSC d'un échantillon de Sikadur 330 Le premier passage a permis de déterminer les propriétés du matériau après sa mise en œuvre. La Tg de l adhésif Sika 30 n était pas détectable, et celle de Sika 330 est de 31 C. L absence de Tg de Sika 30 est peut être due à une petite quantité de matériaux qui a réagit après le mélange ; cette faible quantité n est pas suffisante et ne permet pas d être détectée.! Le second passage a fourni des renseignements sur les propriétés des matériaux après réticulation totale. Les Tg évaluées dans cette condition pour les colles Sika 30 et Sika 330 sont respectivement de 67 C et 50 C. Il est intéressant de noter que l écart entre les propriétés de la colle Sika 330 au premier et au second passage est élevé. Ceci implique que le matériau se trouve dans un état sous réticulé, et que le degré de réticulation est susceptible d augmenter au cours du temps et sous l effet de variations thermiques.! Ces éléments pourraient indiquer un degré de réticulation du polymère est plus élevé dans le système Sika 30 que dans le système Sikadur 330, pour des conditions de cure équivalentes. Pourtant, ces adhésifs sont sous réticulés dans les conditions de mise en œuvre à température ambiante. La densité de réticulation plus faible du réseau pourrait entraîner un volume libre plus important accessible aux molécules d eau au niveau de la durabilité Tg du pultrudé Les lamelles sont des plaques pultrudées, elles ont été soumises aux cycles de cuisson pendant leur fabrication. Il est observé dans la Figure III-5 qu aucun pic exothermique n est observé 77

78 dans cette courbe, et il y a un faible écart de la Tg entre le premier et deuxième passage, soit 110 C et 116 C respectivement. Sa structure est donc plus stable et évolue peu dans le temps ou sous l influence de cycle thermique, le matériau est bien réticulé. Figure III-5: DSC d un échantillon de lamelle 3.2. Mesure du taux de fibres du pultrudé par l essai de calcination Le vieillissement des composites résulte de l action combinée de la température, de l humidité, et de l environnement mais aussi des conditions de leur mise en œuvre et de fabrication. Le taux de fibres a une influence sur les propriétés mécaniques des matériaux composites. On utilise l essai de calcination (ou essais de perte au feu) pour contrôler la qualité de la fabrication en déterminant le taux de fibre. Vu le manque de référence pour la norme sur les fibres de carbone, nous avons adopté une technique de mesure identique à celle utilisée pour les fibres de verre. Cet essai permet de mesurer le taux massique des fibres de verres, de séparer les charges minérales, de définir le degré d homogénéité du composite en utilisant des échantillons de volume différents prélevés en plusieurs point. Trois échantillons de lamelles ont été coupés en forme de rectangle, pesés et mis dans le four à 450 C. Cette température est choisie car elle est supérieure à la température de combustion de la résine mais inférieure à celle de dégradation de fibre de carbone [1] Après 5 heures de chauffage à 450 C, ces résines fondent, et les échantillons sont repesés. 78

79 Le taux des fibres est déterminé par l expression ci-dessous : M f : taux de fibre (%) M! = m!"#$% m!"!#!$% 100 m burnt : masse d échantillon après chauffage (g) m initial : masse d échantillon initial (g) Figure III-6: Echantillon de lamelle après chauffage Les résultats obtenus sont donnés dans le tableau ci-dessous : Tableau III-5: Résultats des essais de calcination No Masse initiale (g) Masse après chauffage (g) Taux fibres (%) 1 4,1077 3, ,56 2 4,1557 3, ,88 3 4,2751 3, ,15 Moyenne 81,20 Les résultats obtenus sont similaires, ce qui indique une bonne répétabilité de la fabrication, avec une moyenne de 81 %. La lamelle contient donc 19 % de matrice. La matrice permet de lier les renforts entre eux, de les protéger de l environnement, et de transmettre les efforts aux renforts. En effet, Les fibres sont durable absorbent peu d eau et d humidité ; c est la matrice qui est l'enjeu pour l étude de la durabilité de ce matériau. Le vieillissement est dû à la matrice. Si le pultrudé est mal réalisé, il peut y avoir des bulles d air (porosité). L eau peut pénétrer dans ces bulles d air et le composite risque de s abîmer. 79

80 4. VIEILLISSEMENT ACCELERE DE COMPOSITES Les adhésifs et les assemblages collés sont sensibles à l humidité, à la température et à la nature de l eau. Ces paramètres peuvent augmenter ou accélérer les phénomènes de dégradation. La compréhension de ce mécanisme est essentielle pour la prédiction de durabilité des matériaux composites. Pour étudier l influence du vieillissement hygrothermique sur le comportement des divers échantillons, nous avons donc soumis les matériaux à différentes conditions d exposition, en eau de mer et eau douce à 20 C et 40 C. Le vieillissement dans les deux solutions a pour but de voir si un changement de milieu a une influence sur l'absorption de l'eau dans l'époxy. La température de 20 C est considérée comme la température de référence. Une étude du vieillissement accéléré impose de travailler sous des conditions de sollicitation du matériau plus sévères qu en milieu réel. Nous avons donc réalisé des essais à 40 C pour accélérer le vieillissement. Les essais de vieillissement accéléré ont été réalisés sur les deux types d adhésif (Sika 30 et Sika 330), la lamelle de carbone, et le collage lamelle/sika 30/lamelle. Pour les adhésifs et la lamelle, les échantillons ont de section 50 x 50 mm 2 et une épaisseur d'environ 2 mm. L eau de mer utilisée est l eau de mer naturelle, et l eau déionisée est l eau soumise à un système de filtration de laboratoire pour déminéraliser l eau du robinet à IFREMER Processus de vieillissement Vieillissement des adhésifs Lorsqu un polymère est exposé à un milieu particulièrement humide, la diffusion d eau au sein du matériau engendre des modifications microstructurales du réseau, induisant une plastification du réseau et par conséquent une chute des propriétés mécaniques. Il est admis que le vieillissement par immersion induit des effets important sur les propriétés des adhésifs époxydes, en particulier: -un phénomène de plastification du réseau. L eau se fixe sur les sites hydrophiles du polymère et rompt des liaisons physiques inter ou intramoléculaires. Il en résulte une augmentation de la mobilité des chaînes, qui se traduit par une diminution de la température de transition vitreuse. Ce phénomène de plastification s accompagne d une diminution des propriétés mécaniques du polymère (contrainte à la rupture, module d élasticité), mais aussi d une augmentation de la ductilité. - un gonflement du réseau: la rupture des liaisons physiques conduit également à un relâchement général des mailles du réseau qui favorise l insertion de nouvelles molécules 80

81 d eau et le gonflement global du polymère. Dans les résines époxydes, ce gonflement n est pas homogène et génère des contraintes mécaniques supplémentaires. Le gonflement des résines époxydes n est pas totalement réversible après séchage, car le vieillissement hygrothermique induirait des modifications irréversibles de la structure macromoléculaire. - une dégradation du réseau par réaction d hydrolyse. Ce phénomène est relativement peu fréquent pour les adhésifs époxydes dans les conditions environnementales usuelles. Cependant, lorsqu un collage est réalisé sur un substrat en béton, les zones interfaciales peuvent se retrouver dans un milieu alcalin propice aux réactions d hydrolyse. Une étude du vieillissement humide commence généralement par une détermination de la cinétique d absorption, car celle-ci peut fournir des informations précieuses sur le mode d interaction entre le réseau et les molécules d eau, et sur les dégradations éventuelles. Une méthode d étude simple et pratique consiste à immerger un échantillon de polymère dans l eau (ou dans une solution aqueuse) à température constante. L évolution de la masse de l échantillon est ensuite déterminée en fonction du temps. Plusieurs types de courbes peuvent être obtenues (Figure III-7). Figure III-7: Courbes usuelles d évolution de masse lors de vieillissement humide Dans le cas (a), le système atteint un équilibre, c est le cas de la diffusion purement Fickienne. On considère qu il n existe que des interactions physiques réversibles entre le polymère et l eau. Le comportement du matériau peut être décrit par deux quantités : la concentration en eau à l équilibre qui caractérise l affinité du polymère avec l eau, et le temps nécessaire pour atteindre l équilibre qui est lié à la fois à l épaisseur de l échantillon et au coefficient de diffusion de l eau dans le polymère, dans le cas des courbes (b) et (b'), aucun équilibre n est atteint. La masse augmente continuellement ou diminue après un maximum. Ceci traduit l existence d un processus irréversible : endommagement (gonflements 81

82 différentiels, osmotiques), réaction d hydrolyse ou extraction d une fraction soluble, lorsque les processus irréversibles sont plus lents que la diffusion, le comportement décrit dans les courbes (c) et (d) est observé Vieillissement des assemblages collés La pénétration d eau dans un assemblage collé induit plusieurs processus de vieillissement : - une évolution microstructurale des matériaux constitutifs et en particulier de l adhésif. En effet, l eau pénètre dans le joint de colle par les côtés, induisant une plastification du réseau et une chute des propriétés mécaniques. Pour les adhésifs sous-réticulés, l augmentation de mobilité moléculaire peut également favoriser la reprise du processus de polymérisation. - un endommagement localisé de la zone interfaciale entre le polymère et le substrat. Il met en jeu différents phénomènes : la région interfaciale peut constituer une voie préférentielle de diffusion d'eau par capillarité. En effet, l'énergie de surface du substrat peut être assez élevée pour que les interactions eau/substrat se forment au détriment des interactions polymère/substrat (surtout si la surface du substrat présente des sites polaires hydrophiles). La cinétique de sorption à l interface peut donc être différente de celle observée dans le polymère massique. il existerait une concentration critique en eau Cc à l interface au delà de laquelle surviennent la rupture de liaisons secondaires existant entre les groupements chimiques de l adhésif et le substrat. Cette concentration critique est estimée à 1,35% pour les joints époxy. La vitesse de dégradation dépendrait de la cinétique de diffusion de l eau depuis le bord du joint vers le cœur de l assemblage, et serait d autant plus rapide que le pourcentage d humidité du milieu et la température sont élevés. Frigione et al. [2]ont évalué l impact du vieillissement humide sur les propriétés en cisaillement d assemblages constitués de prismes de bétons collés avec différentes résines époxydes. Le vieillissement des assemblages par immersion dans l eau distillée à 23 C conduirait : à une augmentation de la résistance du joint attribuée à une relaxation des contraintes résiduelles, pour des durées plus longues, à une diminution de résistance de 20% à 35% selon l adhésif utilisé. Après un mois d immersion, la rupture interviendrait principalement de manière adhésive à l interface, ce qui se traduit par un endommagement substantiel de l interface polymère/substrat. Par ailleurs, les assemblages dont l adhésif présente 82

83 une forte absorption d eau au cours du vieillissement subissent également les chutes de propriétés les plus marquées. Les auteurs expliquent que si la concentration à saturation en eau de l adhésif dépasse le seuil critique de 1,35% évoqué précédemment, le mécanisme d endommagement interfacial devient prépondérant. les défauts présents à l interface (bulles d air, porosités) peuvent aussi constituer des zones de condensation d eau. L accumulation d'eau très localisée qui en résulte peut provoquer des décohésions à l interface colle/substrat. Ce phénomène serait accentué avec les substrats de nature cimentaire, car les ions alcalins augmenteraient la pression osmotique et favoriseraient la diffusion d eau depuis le cœur du substrat vers l interface Préparation des échantillons avant le vieillissement Trois échantillons ont été utilisés par matériau et par condition de vieillissement afin de vérifier la répétabilité des mesures. Avant le vieillissement, chaque échantillon est numéroté, mesuré et pesé (Figure III-8). Les valeurs moyennes des dimensions sont obtenues en faisant les mesures en quatre points sur la longueur, largueur et l épaisseur de chaque échantillon. Les résultats sont présentés dans le Tableau III-6. a) b) c) Figure III-8: Echantillons des colles et de la lamelle pour les essais de prise en eau : a) Sika 30, b) Sika 330, et c) lamelle de carbone 83

84 Tableau III-6: Dimensions et masses des échantillons pour les essais de vieillissement Eprouvette Condition Longueur (mm) Largueur (mm) Epaisseur (mm) Masse (g) a b e M(0) Sika 30_Colle pour lamelle CL-1 Mer 40 C 48,62 48,54 2,28 11,0137 CL-2 Mer 40 C 47,36 47,71 2,35 9,844 CL-3 Mer 40 C 49,31 49,54 2,54 11,7809 CL-4 Mer 20 C 49,01 49,26 2,07 9,3251 CL-5 Mer 20 C 49,47 48,65 2,11 10,6135 CL-6 Mer 20 C 48,71 48,21 2,00 9,05 CL-7 Douce 40 C 48,97 46,44 2,01 9,1799 CL-8 Douce 40 C 46,85 46,89 1,57 6,9602 CL-9 Douce 40 C 46,20 47,53 2,62 11,2116 CL-10 Douce 20 C 50,41 49,27 1,70 8,4664 CL-11 Douce 20 C 47,14 46,24 2,01 8,8643 CL-12 Douce 20 C 46,39 47,16 2,25 10,0943 Sika 330_Colle pour tissu CT-1 Mer 40 C 49,04 49,14 1,41 5,4167 CT-2 Mer 40 C 49,24 48,01 2,14 7,2312 CT-3 Mer 40 C 46,71 48,65 1,79 6,0782 CT-4 Mer 20 C 48,36 48,46 1,77 6,1718 CT-5 Mer 20 C 49,33 48,83 1,63 6,079 CT-6 Mer 20 C 48,16 47,67 2,00 6,4671 CT-7 Douce 40 C 47,74 47,46 1,70 5,5573 CT-8 Douce 40 C 48,29 47,70 1,98 6,6384 CT-9 Douce 40 C 48,69 45,83 2,24 7,2459 CT-10 Douce 20 C 45,65 49,04 1,82 5,7979 CT-11 Douce 20 C 49,06 47,48 1,59 5,5293 CT-12 Douce 20 C 47,61 48,19 2,30 7,5299 Lamelle L1 Mer 40 C 50,21 46,89 1,26 4,5867 L2 Mer 40 C 50,21 50,26 1,26 4,

85 L3 Mer 40 C 50,21 49,18 1,24 4,8283 L4 Mer 20 C 50,21 49,29 1,26 4,8337 L5 Mer 20 C 50,21 47,04 1,25 4,6138 L6 Mer 20 C 50,21 48,97 1,26 4,8096 L7 Douce 40 C 50,21 47,74 1,25 4,6837 L8 Douce 40 C 50,21 47,68 1,25 4,6601 L9 Douce 40 C 50,21 48,45 1,25 4,7485 L10 Douce 20 C 50,21 47,54 1,25 4,6606 L11 Douce 20 C 50,21 50,79 1,25 4,992 L12 Douce 20 C 50,21 49,46 1,25 4,8484 Lamelle/colle/lamelle A1 Mer 40 C 50,01 48,37 3,56 14,4482 A2 Mer 40 C 49,82 48,26 3,32 13,4338 A3 Mer 40 C 50,23 49,54 3,59 14,8435 A4 Mer 20 C 50,02 48,69 3,88 15,9008 A5 Mer 20 C 49,76 47,05 3,73 14,8137 A6 Mer 20 C 50,01 50,77 3,61 15,038 Il faut noter qu à l état initial, les matériaux peuvent contenir de l eau résiduelle (due par exemple au ponçage des échantillons). Afin de supprimer l humidité résiduelle et de prendre en compte la masse sèche réelle des échantillons, ils ont tous été séchés à 40 C avant d effectuer les mesures les dimensions et de démarrer les essais de vieillissement. Ces échantillons ont ensuite été placés dans des boîtes en plastique percées et résistantes à une température élevée et immergées dans des caissons en eau déionisée et en eau de mer à 20 C et 40 C (Figure III-9). Figure III-9: Caissons de vieillissement à eau de mer et eau déionisée 85

86 4.3. Protocole de pesée Pour chaque échéance de vieillissement, les échantillons sont prélevés, essuyés avec un papier, pesés à partir d une balance LA310S d'une précision de 0,1 mg, et puis remis en caisson de vieillissement. La teneur en eau est calculée en effectuant le rapport entre la quantité d eau absorbée et la masse initiale de l échantillon. Elle est définie par l expression : Gain massique (%) = 100!!!!(!)!(!) M(t) : masse de l'échantillon au temps t M(0) : masse initiale de l'échantillon avec : 4.4. Résultats du vieillissement des adhésifs Vieillissement des colles Vieillissement à 20 C Pour se rapprocher des conditions réelles de vieillissement, des essais à 20 C ont été réalisés. Les Figure III-10 et Figure III-11 présentent les évolutions expérimentales de la prise en en eau(en %) des colles Sika 30 et Sika 330 dans l eau de mer et l eau douce à 20 C pendant 6 mois de vieillissement. Il est observé, d une part, que l absorption d eau dans l eau de mer est plus lente que dans l eau déionisée pour les deux colles. D autre part, la prise en eau est régulièrement croissante toute au long du vieillissement, sans atteindre un équilibre pour la colle Sika 30. 1,4 Sika 30 1,2 Gain massique (%) 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) Mer 20 C Douce 20 C Figure III-10: Prise en eau de la colle Sika 30 en eau de mer et en eau douce à 20 C 86

87 Gain massique (%) 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 Sika Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) Mer 20 C Douce 20 C Figure III-11: Prise en eau de la colle Sika 330 en eau de mer et en eau douce à 20 C Vieillissement à 40 C Les résultats à 20 C montrent que les colles ne sont pas à l équilibre à 20 C. Pour connaître l évolution de la prise de masse des échantillons à une température plus élevée, nous avons accéléré le processus de vieillissement en passant à 40 C. Pour ce faire, des échantillons des colles ont été immergés en eau de mer et eau douce à 40 C en suivant le même protocole que pour les essais à 20 C. Sika 30 La Figure III-12 présente les résultats de la prise en eau de la colle Sika 30 dans les deux milieux en comparant la cinétique d absorption d eau à 20 C et à 40 C. 1,4 Sika 30 1,4 Sika 30 1,2 1,2 Gain massique (%) 1,0 0,8 0,6 0,4 Gain massique (%) 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 Mer 40 C Mer 20 C 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) 0,2 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) Douce 40 C Douce 20 C (a) (b) Figure III-12 : Prise en eau de la colle Sika 30 à 40 C et 20 C pour les deux milieux (a) en eau de mer et (b) en eau douce 87

88 On observe que la prise en eau est régulièrement croissante toute au long du vieillissement, et elle augmente avec la température (la prise en eau des matériaux à 40 C est plus rapide qu à 20 C). Dans l eau douce, la prise en eau pour les 2 températures augmente au cours du temps sans atteindre aucun équilibre durant le temps étudié, même à 40 C. Ce comportement pourrait être lié à l existence de différents phénomènes irréversibles qui contribueraient à accroître la diffusion de molécules d eau au sein du matériau, comme l hydrolyse, la réorganisation du réseau polymère sous l effet du gonflement. Par contre, en eau de mer à 40 C, la colle semble atteindre un équilibre. Lorsque l'on compare la cinétique d absorption dans les deux milieux, on voit que l absorption d eau dans un l eau de mer est plus lente que dans l eau déionisée, cela est due probablement au blocage des sites d absorption des ions contenus dans l eau de mer[3]. Le changement de milieu de vieillissement a donc une influence sur l absorption d eau. La colle vieillit moins vite dans l eau de mer puisqu il y a moins d absorption d eau. Sika 330 Les prises en eau des échantillons Sika 330 à 20 C et à 40 C dans les deux milieux sont données dans la Figure III-13. 3,0 Sika 330 2,5 Sika 330 2,5 2,0 Gain massique (%) 2,0 1,5 1,0 0,5 Mer 40 C Mer 20 C Gain massique (%) 1,5 1,0 0,5 DOUCE 40 C Douce 20 C 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) (a) (b) Figure III-13 : Prise en eau de la colle Sika 330 à 40 C et 20 C pour les deux milieux (a) en eau de mer et (b) en eau douce Comme dans le cas de la colle Sika 30, la prise en eau des matériaux à 40 C est plus rapide qu à 20 C. Le gain de masse est d autant plus important que la température est élevée. Il apparaît que la diffusion de la colle Sika 330 suit la loi de Fick[4], le système atteint un équilibre dans les deux milieux. Au début, la cinétique de la prise en eau est rapide, à un temps plus long, l augmentation de masse devient lente mais reste continue. 88

89 4.4.2 Vieillissement de la lamelle Les résultats obtenus pour la prise en eau des lamelles sont assez surprenants et étaient complètement inattendus (Figure III-14). 1,6 Lamelle 1,4 1,2 Gain massique (%) 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) Mer 40 C Mer 20 C Douce 20 C DOUCE 40 C Figure III-14: Prise en eau de la lamelle en eau de mer et en eau douce à 40 C et 20 C En effet, les lamelles sont des plats pultrudés constitués d avantage de fibres et de la résine. Les lamelles utilisées sont à base de fibres de carbone, en principe celles-ci n absorbent pas d eau ni d humidité [5]. Or nous remarquons que, pour les températures et solutions d immersion étudiées, les pourcentages d'absorption d eau des lamelles sont élevés. Cela pourrait s expliquer par le fait que la lamelle pultrudée est constituée de fibres et de matrices. Ainsi la prise en eau des lamelles est conditionnée par ces dernières. Si l on considère que les fibres n absorbent pas d eau et qu il n y a pas de vide dans le pultrudé, l estimation de la prise de masse du pultrudé (M comp ) est calculée en fonction de la prise de masse de la résine pure (M matice ) et le pourcentage des fibres du pultrudé (W f ) en utilisant l'expression [1] : M comp = M matrice x (1-W f ) En considérant que la prise en eau à la saturation de la lamelle est 1,4%, et en connaissant son taux de fibres qui est égal à 81,20 %, nous pouvons déduire que la prise en eau de la résine dans la lamelle est de 7,45 %. Donc, la lamelle est moins bonne et elle va vieillir plus vite que la colle (colle Sika 30 utilisée pour le collage de la lamelle). 89

90 4.4.3 Vieillissement de l assemblage La Figure III-15 présente le résultat de la prise en eau de l assemblage lamelle/colle/lamelle dans l eau de mer. Comme dans les autres cas étudiés ci-dessus, la prise en eau à 40 C est plus rapide qu à 20 C. 0,8 Assemblage 0,7 0,6 Gain massique (%) 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0, Temps d'immersion (racine(temps)/épaisseur) Mer 40 C Mer 20 C Figure III-15: Prise en eau de l assemblage lamelle/colle/lamelle en eau de mer à 40 C et 20 C 5. CONCLUSION Dans ce chapitre, le vieillissement accéléré des adhésifs et des composites par l immersion en eau de mer et eau douce à 20 C et à 40 C a été étudié. Les résultats montrent que : - A 40 C, le Sika 30 n a pas atteint un équilibre dans l eau douce. Par contre, pour la colle Sika 330, le système a atteint un équilibre pour les deux milieux étudiés. - Les colles vieillissent moins vite dans l eau de mer puisqu il y a moins d absorption d eau. 90

91 Bibliographie [1] A. Boisseau, "Etude de la tenue à long terme de matériaux composites immergés pour structures de récupération d énergies marines.," Thèse de Doctorat, Université de Franche-Comté, [2] M. Frigione, et al., "Water effects on the bond strength of concrete/concrete adhesive joints," Construction and Building Materials, vol. 20, pp , [3] N. Bouchonneau, "Étude du comportement des systèmes d isolation thermique pour les grandes profondeurs d eau," Thèse de Doctorat, Université De Franche-Comté, [4] D. GONZALEZ, "Durabilité des assemblages colles du génie civil : Effets du vieillissement hygrothermique aux échelles micro- et macroscopiques," Thèse de Doctorat, Université Blaise Pascal, [5] G. K. Bhavesh, et al., "Degradation of Carbon Fiber-reinforced Epoxy Composites by Ultraviolet Radiation and Condensation," Journal of Composites Materials, vol. 36, pp ,

92 Chapitre IV : Adhérence du système colle/composite sur les parois des quais en milieu marin et fluvial 92

93 Table des matières 1. INTRODUCTION MATERIAUX PROCEDURE DE MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES Au quai en milieu marin Préparation des surfaces Mise en œuvre des composites Contrôle du collage après la marée haute A la culée du pont en milieu fluvial Préparation des surfaces Mise en œuvre des composites ESSAIS D ARRACHEMENT Principe des essais d arrachement Résultats des essais d arrachement du quai situé en milieu marin Lamelles Tissus Synthèse des essais en milieu marin Résultats des essais d arrachement à la culée du pont en milieu fluvial Lamelles Tissus Synthèse des essais en milieu fluvial Comparaison entre les deux milieux CONCLUSION

94 1. INTRODUCTION Le but des essais in-situ est d étudier l adhérence du collage des composites sur les deux ouvrages cités précédemment. Les deux systèmes de renforcement retenus ont été mis en œuvre sur les parois du quai et du pont de ces deux ouvrages en deux zones différentes : zone non immergée, et zone de marnage. Des essais d arrachement ont été réalisés pour évaluer la durabilité des réparations en mesurant l adhérence composite/colle/ béton à trois échéances différentes, à savoir à 8 mois, 20 mois et 27 mois après que le collage ait été effectué. Les interventions sont difficiles et nécessitent des personnes qualifiées. La réalisation des essais in-situ est assurée par la société Tech Sub. Celle-ci a mis a disposition une équipe de cordistes et de plongeurs pour tous les travaux in-situ dans ce travail de recherche, y compris le prélèvement in-situ, la mise en œuvre des composites ainsi que les réalisations des essais d arrachement. 2. MATERIAUX Dans le cadre de la mise en œuvre in-situ des matériaux composites, deux procédés d application ont été utilisés : les lamelles [4] et les tissus [5] en carbone. Les lamelles et tissus de carbone ainsi que les colles associées ont été fourni par Sika France. Les lamelles utilisées sont à base de carbone d une épaisseur de 1,2 mm et de 50 mm de largueur. Elles sont collées sur la surface en béton au moyen de la colle Sikadur 30. Le tissu est le SikaWrap-230C. Il est utilisé avec la colle préconisée, Sikadur 330. Les caractéristiques de la lamelle et des deux colles sont déjà données dans le chapitre précédent. Le Tableau IV-1 donne les caractéristiques mécaniques du tissu. Tableau IV-1: Caractéristique mécaniques du tissu de carbone Désignation Tissu de carbone Module d'élasticité 230 GPa Résistance à la rupture par traction 3500 MPa Allongement à la rupture 1,5 % 3. PROCEDURE DE MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES 3.1. Au quai en milieu marin Préparation des surfaces 94

95 Les surfaces du quai en béton sont recouvertes de croissances biologiques, notamment des algues. La préparation du support a pour but d éliminer toutes ces croissances et toutes les poussières. Les surfaces ont été préparées par un nettoyage à haute pression. Celui-ci consiste à diriger un jet d eau haute pression (350 bars) vers la surface de béton à l aide d un pistolet. Le nettoyage haute pression peut être utilisé pour éliminer de la laitance à l'hydrodémolition du béton jusqu'à une profondeur de 30 mm, et peut enlever jusqu à 75 mm de béton sur les tabliers de pont [1]. Figure IV-1: Préparation des surfaces par un nettoyage haute pression Mise en œuvre des composites Les logistiques de collage des composites surtout dans l eau et dans la zone de marnage sont assez compliqués à cause des conditions d environnement imprévues. Les vagues et les marées jouent des rôles très importants pour le collage in-situ. Des mesures doivent être prises et des planifications méticuleuses sont nécessaires pour éviter des conditions potentiellement défavorables. Le quai est difficilement accessible et nécessite des personnes qualifiées pour effectuer les travaux. Tous les travaux de la mise en œuvre des composites ainsi que les essais d arrachement in-situ ont été effectués par une équipe de cordistes et de plongeurs de la société TechSub. Le collage a été réalisé à marée basse. Le fait de travailler à la marée limite les temps d intervention. Dans chaque zone, six échantillons de lamelles de largueur de 5 cm et d une longueur 30 cm, ainsi que six échantillons de tissu de dimension 20 x 30 cm 2 ont été collés. Le schéma de collage sur le quai est présenté dans la Figure IV-2. 95

96 Figure IV-2 : Schéma du collage sur le quai en milieu marin Collage des lamelles La température d ambiance et l humidité relative pendant l opération étaient de 15 C et 60% HR respectivement. Les procédures de la mise en œuvre des lamelles consistent dans un premier temps à préparer la colle. Les lamelles ont été coupées en longueur de 30 cm. Le découpage des plats est réalisé avec une meuleuse équipée d un disque diamant. Les lamelles sont ensuite nettoyées au solvant pour enlever les graisses et les poussières. Six échantillons de lamelles ont été collés dans chaque zone. A marée basse, la zone non immergée et la zone de marnages sont accessibles au cordiste. La mise en œuvre des lamelles de carbone dans ces deux zones s effectue par un double encollage en mettant une couche de la colle sur les lamelles et une autre sur le support en béton. Après, les lamelles encollées ont été positionnées et plaquées manuellement contre le support. Ce double collage permet d obtenir une répartition uniforme de la colle. Puis, les lamelles ont été marouflées, c'est-à-dire pressées à l aide d un rouleau jusqu à ce que la colle reflue sur les bords des lamelles. Le reflux de la colle est enlevé avec une spatule avant durcissement. A noter qu au moment de l application, la surface du béton dans la zone de marnage peut être humide mais sans film d eau en surface. 96

97 a) b) Figure IV-3: Collage des lamelles en milieu marin : a) à l aide d un cordiste et b) à l aide d un plongeur Collage des tissus Six échantillons de tissus ont également été collés en trois zones différentes. La préparation de la colle est identique à la procédure précédente, en respectant les proportions 4/1 entre les composants A et B de la colle Sikadur 330. La colle est appliquée uniformément sur le support en béton avec une truelle ou une taloche. Le tissu préalablement découpé a été posé délicatement sur la colle dans la direction voulue, et noyé soigneusement dans le sens des fibres par un rouleau de marouflage jusqu à ce que la résine ressorte entre les fibres et jusqu à l obtention d une surface homogène. Tissus en zone non immergée Tissus en zone de marnage Figure IV-4: Tissus collés sur le quai en milieu marin 97

98 Figure IV-5: Lamelles et tissus collés sur le quai en milieu marin Contrôle du collage après la marée haute Les collages des renforts ont été réalisés à marée basse (lors de la marée montante) et les collages ont été finis 2 heures avant la marée haute. Les composites collés ont été soumis à la marée et aux mouvements des vagues. Il était donc judicieux de vérifier l efficacité du collage après la marée haute. La vérification a été faite trois heures après l arrivée de la marée haute. Les lamelles collées dans la zone de marnage et zone non immergée étaient en bon état. Aucune dégradation n a été détectée sur les tissus en zone non immergée. Dans la zone de marnage, certains tissus sont restés totalement collés. D autres ont été totalement décollés ou partiellement décollés (principalement au niveau des bordures). Le contact direct de la colle avec l eau a empêché la polymérisation provoquant ainsi le décollage des tissus. Après la vérification, il a été décidé de procéder à un deuxième collage des tissus en zone de marnage (Figure IV-). Contrairement au premier collage qui a été effectué à l étale de la marée basse (intervalle de temps pendant lequel le niveau de la mer reste sensiblement stationnaire), cette fois-ci, le collage a été réalisé dès que la partie à renforcer n était plus en contact avec l eau (toute de suite après la descente de marée). De cette façon, avec un intervalle de temps d environ 6 heures avant l arrivé de la marée haute, la résine a plus de temps pour se polymériser. 98

99 Figure IV-6 : Vue en face des lamelles et tissus collés sur le quai (après 2 eme collage des tissus) 3.2. A la culée du pont en milieu fluvial Préparation des surfaces Comme pour le milieu marin, les surfaces ont été préparées par un nettoyage haute pression. Celui-ci consiste à diriger un jet d eau haute pression (350 bars) vers la surface de béton à l aide d un pistolet. Le nettoyage a été effectué sur la partie inférieure d une culée du pont Saint Charles. Figure IV-75 : Préparation de la surface 99

100 3.2.2 Mise en œuvre des composites L eau du canal où se situe le pont est calme et peu profonde. La culée peut être approchée par des plongeurs et des échelles peuvent être utilisées (Figure IV-86). Zone non immergée Zone marnage Figure IV-86 : Collage des composites en milieu fluvial par des plongeurs Huit échantillons de lamelles et de tissus ont été collés sur chaque zone (9). Les procédés de collage des lamelles et des tissus sont identiques à ceux utilisés dans le milieu marin (voir paragraphe 3.1.2). La température ambiante et l humidité relative pendant l opération sont de 12 C et 60% HR respectivement. Figure IV-97:Schéma du collage des composites sur le quai en milieu fluvial 100

101 Figure IV-10 : Tissus collés en milieu fluvial Figure IV-11 : Lamelles collées en milieu fluvial 4. ESSAIS D ARRACHEMENT Des essais d arrachement ont été réalisés pour caractériser les propriétés d adhérence des composites sur le support béton, pour évaluer ses évolutions mais aussi la durabilité des renforcements. L étude de durabilité a été menée sur une période de 27 mois. Les essais d arrachement ont été effectués à différentes échéances, soit à 8 mois, 20 mois et 27 mois. Les essais d arrachement n ont été réalisés que dans deux zones : zone non immergée et zone de marnage. Pour chaque procédé de renforcement (lamelle et tissu), 5 essais ont été effectués dans chaque zone (Tableau IV-2). Soit, 20 essais au total par milieu (ouvrage) à chaque échéance, ce qui donne un total de 120 essais pour les 2 milieux. 101

102 Tableau IV-2: Nombre des essais d arrachement à chaque échéance d intervention Zone d'exposition Système de renforcement Tissu Carbone Marin Fluvial Marnage 5 5 Non immergé 5 5 Marnage 5 5 Non immergé Principe des essais d arrachement L essai d arrachement est l essai le plus simple à réaliser et aussi le plus utilisé en industrie pour des tests in-situ. Il peut être effectué en laboratoire et sur site. L essai est réalisé suivant la norme ASTM D 7522/D 7522M [2]. La contrainte d adhérence doit être supérieure à 1,5 MPa, contrainte minimale du béton à réparer [3]. Le principe consiste à coller une pastille sur la surface à tester (substrat du béton ou composite), et à appliquer la force de traction directe à l aide d un appareil dynamomètre comme le montre la Figure IV-. Le collage de la pastille doit être réalisé de façon très soigneuse puisqu il conditionne directement les résultats des essais. Après durcissement de la colle, la pastille est arrachée par traction directe. La force appliquée augmente progressivement jusqu à ce que la pastille soit détachée. La force à l arrachement est mesurée et le mode de rupture pour chaque essai est noté. La rupture peut être cohésive dans le support ou dans l adhésif; elle peut être aussi adhésive, c'est-à-dire suivant l interface ; ou mixte, à la fois cohésive et adhésive. La contrainte d arrachement est calculée en effectuant le rapport entre la force d arrachement et la surface d application : σ = F A a) b) Figure IV-2 : a) Schéma représentant le principe de l essai d arrachement b) Dynamomètre 102

103 Figure IV-13 : Réalisation de l essai d arrachement sur la paroi du quai L essai d arrachement dépend de nombreux facteurs qui peuvent conditionner les résultats, comme : la profondeur de carottage ou sciage, l exécution du travail, l épaisseur et la résistance du support [4-5]. La conséquence principale est la grande dispersion des résultats [5-6]. Dans le cas d un collage des plats ou tissus composites sur un substrat béton [7] ou d une réparation par revêtement [5, 8] sous les sollicitations de traction de l essai d arrachement (pull-off test), sept différentes modes de rupture ( Figure IV-8) peuvent se produire. Décollement de pastille 103

104 Figure IV-8 : Différents modes de rupture de l assemblage collés [9] 4.2. Résultats des essais d arrachement du quai situé en milieu marin Une croissance biologique (algues) a été constatée après 8 mois de mise en œuvre des composites. Il était donc nécessaire de procéder à un nettoyage des surfaces de tissu et lamelle de carbone avant le collage des pastilles. Le nettoyage a été fait avec une brosse métallique. Ensuite, les lamelles et tissus ont été sciés en carré de 50 x 50 mm 2 d une profondeur d environ 8 mm par une meuleuse avant de coller des pastilles. Puis, les pastilles carrées en aluminium de dimension 50 x 50 mm 2, préalablement nettoyées au solvant, ont été collées à la surface des composites à l aide d une colle. Les procédures de préparation pour les essais sont données dans la Figure IV-. a) b) c) d Figure IV-15: Etapes de préparation pour l essai d arrachement sur le tissu de carbone a)tissu avant le brossage, b) Tissu après le brossage, c) Tissu scié en carré, d) Pastilles collées sur le tissu Lamelles Résultats à 8 mois La première série d essais à 8 mois a été réalisée 24 heures après le collage des pastilles. Les résultats des essais d arrachement dans la zone de marnage et la zone non immergée des 104

105 lamelles collées sur le quai sont donnés dans le Tableau IV-3. Les contraintes moyennes sont présentées dans la Figure IV-. Les résultats en zone de marnage sont comparés à la zone non immergée (zone de référence). Les résultats montrent que les contraintes d arrachement dans la zone non immergée sont supérieures aux contraintes en zone de marnage. La contrainte est de 2,74 MPa en zone non immergée. Le collage par lamelle présente une perte de 16,25 % en zone de marnage. Tableau IV-3: Résultats des essais d adhérencedes lamelles au quai milieu marin à 8 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Lamelle en zone non immergée 1 7,21 2,88 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 2 5,83 2,33 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 3 7,14 2,86 Rupture dans le béton 4 7,15 2,86 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 6,88 2,75 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle Moyenne 2,74 Ecart type 0,23 Lamelle en zone de marnage 1 7,21 2,88 Rupture dans le béton 2 6,58 2,63 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 3 5,43 2,17 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 4 3,70 1,48 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 / / * Moyenne 2,29 Ecart type 0,62 * à écarter, erreur de manipulation 3,0 2,74 2,5 2,29 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-16 : Contraintes d'arrachement des lamelles à 8 mois (milieu marin) 105

106 Tous les modes de ruptures sont donnés dans le Tableau IV-3. Il a été observé que la plupart des ruptures s est produite au niveau de la liaison pastille/lamelle (Figure IV-), c est-à-dire que la résistance de l époxy entre les pastilles et les lamelles est très faible. Ce mode de rupture est à éviter pour ce type d essai car il ne permet pas d évaluer la qualité du collage. Suivant la norme ASTM D 7522/D 7522M [2], le temps de polymérisation insuffisant ou l utilisation d'un adhésif inapproprié pour coller les pastilles pourrait être le facteur principal de ce mode de rupture. Comme mentionné ci-dessus, les essais d arrachement ont été effectués 24 heurs après le collage des pastilles, cette durée n était pas suffisante pour la prise de la colle. a Figure IV-17: rupture au niveau pastille/lamelle a) surface de l adhésif où a eu lieu la rupture b) pastille décollée b Résultats à 20 mois Les procédures des essais sont identiques que celles réalisées lors des premiers essais, sauf que les essais d arrachement ont été réalisés 7 jours après le collage des pastilles sur le support au lieu d un jour lors des premiers essais. Les résultats des essais d arrachement des lamelles carbone dans les 2 zones sont donnés dans le Tableau IV-6. En effet, trois essais n ont pas pu être enregistrés en raison de la mise en œuvre des pastilles. L un d entre eux n a pas pu être réalisé car la pastille n a pas été bien collée, elle est tombée dans l eau. En fait, il a fallu trouver un moyen pour maintenir les pastilles pendant le temps nécessaire de la prise de la colle, si non, elles risquaient de tomber dans l eau. Pour nos essais, elles ont été calées à l aide de blocs de bois fixés sur la paroi et placés juste en dessous de ces pastilles (Figure IV-). Pour les deux autres essais, les pastilles ont été collées trop proches les unes des autres et se sont arrachées en même temps, comme le montre la Figure IV

107 Cale en bois Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle (décollement de pastille) Figure IV-18: Fixation de bloc de bois pour tenir les pastilles Figure IV-19:Arrachement de deux pastilles en même temps Tableau IV-4: Résultats des essais d adhérence des lamelles au quai milieu marin à 20 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Lamelle en zone non immergée 1 2,77 * 1,11 * Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle * 2 5,47 2,19 Rupture dans le béton 3 7,11 2,84 Rupture dans le béton 4 5,30 ** 2,12 ** Rupture dans le béton ** 5 5,30 ** 2,12 ** Rupture dans le béton ** Moyenne 2,52 Ecart type 0,46 Lamelle en zone de marnage 1 1,2 0,48* Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 2 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison lamelle/béton 3 5,3 2,12 Rupture dans le béton 4 6,26 2,50 Rupture au niveau de la liaison lamelle/béton 5 / / * Moyenne 2,50 Ecart type 0,38 * à écarter, erreur de manipulation 107

108 ** à écarter, arrachement des deux pastilles en même temps. La Figure IV-20 présente les moyennes des contraintes d arrachement des lamelles après 20 mois de collages sur le quai en milieu marin. Les contraintes des lamelles dans la zone non immergée et zone de marnage sont quasiment identiques. 3,0 2,5 2,52 2,50 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-20: Contraintes d'arrachement des lamelles à 20 mois (milieu marin) Plusieurs modes de ruptures peuvent être observés : rupture par décollement de pastille, rupture dans le béton, et rupture adhésive à l interface lamelle/béton. La rupture adhésive entre les composites et le béton (lamelle/béton) est une indication de mauvaise adhérence qui pourrait être due à diverses causes : une polymérisation incomplète de la colle, une mauvaise préparation ou nettoyage des surfaces à coller, ou la dégradation des composites eux-mêmes face à l environnement [2]. La rupture dans le béton, quant à elle, indique que le béton est la partie la moins résistante dans cet assemblage ou collage béton/colle/composite. En effet, le béton n est pas protégé par les lamelles, il y a des parties du béton qui reste en contact avec l eau. Il est observé que les modes de ruptures sont différentes par rapport aux essais réalisés à 8 mois et que le nombre de rupture dues au décollement des pastilles est plus faible. Ces résultats confirment que la réalisation des essais d arrachement 7 jours après le collage des pastilles permet à la colle un durcissement suffisant. Rupture à l interface Rupture dans le béton lamelle/béton Figure IV-9: Différentes modes de ruptures des essais réalisés sur la lamelle 108

109 La 3 ème campagne d essais d arrachement à 27 mois au quai en milieu marin ne permet pas d avoir des résultats pouvant être pris en compte, suite à un incident survenu lors de la réalisation des essais. En effet, la pastille arrachée est tombée dans l eau. La tête de vis reliant la pastille et le dynamomètre est tombée avec. Il n était donc pas possible de réaliser des essais ni sur les lamelles ni sur les tissus à 27 mois en milieu marin Tissus Résultats à 8 mois Les modes opératoires de l essai est identique que pour les lamelles. Le Tableau IV-5 donne les résultats des essais d arrachement réalisés sur les tissus en milieu marin. Tableau IV-5: Résultats des essais d adhérencedes tissus au quai milieu marin à 8 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Tissu en zone non immergée 1 6,12 2,45 Rupture dans le béton 2 4,80 1,92 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 3 6,00 2,40 Rupture dans le béton 4 5,27 2,11 Rupture dans le béton 5 5,50 2,20 Rupture dans le béton Moyenne 2,22 Ecart type 0,22 Tissu en zone de marnage 1 4,19 1,68 Rupture dans le béton 2 4,00 1,60 Rupture dans le béton 3 6,07 2,43 Rupture dans le béton 4 5,52 2,21 Rupture dans le béton 5 3,41 1,36 Rupture dans le béton Moyenne 1,86 Ecart type 0,44 109

110 2,5 2,22 2,0 1,86 Contrainte (MPa) 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-22 : Contraintes d'arrachement des tissus à 8 mois (milieu marin) La contrainte moyenne dans la zone non immergée est de 2,22 MPa et elle est de 1,86 MPa dans la zone de marnage (Figure IV-22). Une perte de 16,25% a été constatée. La majorité des ruptures se produit dans le béton (Tableau IV-5 et Figure IV-10). C est le mode de rupture souhaitable représentant un bon système de renforcement ou de réparation. Cela indique que le béton représente la partie la moins résistante, et que la résistance de la colle utilisée pour le collage du tissu sur le béton est au moins aussi forte que le béton. Figure IV-103: Rupture dans le béton Résultats à 20 mois Les résultats des essais d arrachement des tissus au quai après 20 mois de collage sont donnés dans le tableau ci-après. 110

111 Tableau IV-6: Résultats des essais d adhérence des tissus au quai milieu marin à 20 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Tissu en zone non immergée 1 5,60 2,24 Rupture dans le béton 2 4,50 1,80 Rupture dans le béton 3 5,25 2,10 Rupture dans le béton 4 6,80 2,72 Rupture dans le béton 5 4,75 1,90 Rupture dans le béton Moyenne 2,15 Ecart type 0,36 Tissu en zone de marnage 1 4,5 1,80 Rupture mixte 2 4,54 1,82 Rupture dans le béton 3 1,37* 0,55* Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu * 4 4,17 1,67 Rupture au niveau de la liaison tissu/béton 5 / / * Moyenne 1,76 Ecart type 0,08 * à écarter, erreur de manipulation 2,5 2,15 2,0 1,76 Contrainte (MPa) 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-11 : Tissus 20 mois (milieu marin) On observe une diminution de contraintes de 18 % en zone de marnage par rapport à la zone non immergée (Figure IV-11). 111

112 La rupture mixte et la rupture adhésive à l interface tissu/béton n existaient pas lors des premiers essais sur les tissus à 8 mois. Comme la rupture lamelle/béton, celle à l interface tissu/béton est une indication de mauvaise adhérence dont les causes pourraient être les mêmes que dans le cas de la lamelle, citées précédemment. La rupture mixte (Figure IV-), quant à elle, est une combinaison de la rupture cohésive dans le béton et la rupture adhésive à l interface tissu/béton. Il semble que cette rupture soit initiée dans le béton, puis s est propagée le long de l interface adhésive [3]. Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu (décollement de la pastille) Rupture mixte Figure IV-25: Différentes modes de ruptures des essais réalisés sur le tissu à 20 mois Synthèse des essais en milieu marin Le Tableau IV-7 regroupe les valeurs moyennes des contraintes d arrachement en milieu marin à 8 et 20 mois. L évolution des contraintes des lamelles et des tissus dans les deux zones de collage est présentée dans la Figure IV-. On observe que les contraintes résiduelles moyennes diminuent au cours du temps, sauf pour les lamelles collées en zone de marnage. La diminution de ces contraintes au cours du temps est plutôt due à la dégradation du béton (rupture dans le béton) qu à la dégradation des systèmes de renforcement eux mêmes. Les ruptures qui se sont produites dans le béton impliquent que la contrainte de la colle est plus forte que celle du béton. Si l on compare tous les résultats par rapport à la zone non immergée, on voit que les contraintes d arrachement dans la zone non immergée est supérieure aux contraintes en zone de marnage. 112

113 Les deux modes de rupture, que ce soit par décollement de pastille ou les ruptures dans le béton, permettent de constater que la diminution des contraintes dans la zone de marnage par rapport à la zone non immergée n est pas due à la dégradation de la colle. L effet de l environnement durant l application des composites, c est-à-dire l humidité de la surface du béton et les conditions environnementales (notamment les marées et les vagues) durant le temps de durcissement de la colle, ainsi que l exposition des collages dans un environnement agressif pendant 20 mois n ont pas d influence sur les systèmes de renforcement. Tableau IV-7: Résumé des valeurs moyennes des contraintes d'arrachement au quai à 8 et 20 mois 8 mois 20 mois Contrainte Ecart type Contrainte Ecart type Lamelle non immergée 2,74 0,23 2,52 0,46 Lamelle en zone de marnage 2,29 0,62 2,50 0,38 Tissu non immergé 2,22 0,22 2,15 0,36 Tissu en zone de marnage 1,86 0,44 1,76 0,08 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 8 mois 20 mois 0,5 0,0 Lamelle non immergée Lamelle en zone de marnage Tissu non immergé Tissu en zone de marnage Figure IV-26: Evolution des contraintes d arrachement sur le quai pendant 20 mois D'après les résultats, le collage en milieu marin est réalisable malgré la condition d environnement. Les résultats après 20 mois d études montrent que les composites ont une bonne adhérence sur le béton. Le paragraphe suivant présente les résultats des essais d arrachement effectués à la culée du pont en milieu fluvial. 113

114 4.3. Résultats des essais d arrachement à la culée du pont en milieu fluvial Les premiers essais ont été réalisés 8 mois après le collage des composites. Comme dans le milieu marin, cinq essais d arrachement par traction directe ont été effectués pour chaque matériau (lamelle et tissu de carbone) et dans chaque zone (zone non immergée et zone de marnage), soit 20 essais par site. Les 2 ème et 3 ème campagnes d essais d arrachement ont été réalisées 20 mois et 27 mois après le collage des composites Lamelles Résultats à 8 mois Les résultats des essais d arrachement des lamelles dans la zone de marnage et la zone non immergée sont donnés dans le Tableau IV-8. Tableau IV-8 : Résultats des essais d adhérencedes lamelles à la culée du pont en milieu fluvial à 8 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Lamelle en zone non immergée 1 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 2 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 3 7,24 2,90 Rupture dans le béton 4 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle Moyenne 2,90 Ecart type 0,00 Lamelle en zone de marnage 1 5,52 2,21 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 2 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 3 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 4 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 5,70 2,28 Rupture dans le béton Moyenne 2,64 Ecart type 0,36 114

115 Contrainte (MPa) 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 2,90 Non immergé 2,64 Marnage Figure IV-27 : Contraintes d'arrachement des lamelles à 8 mois (milieu fluvial) Les résultats des contraintes d arrachement moyennes des lamelles à 8 mois sont présentés dans la Figure IV-27. Pour les deux zones d exposition, les ruptures se font au niveau de la liaison pastille/lamelle, ce qui implique que la résistance de l époxy reliant les pastilles au composites est faible. Les contraintes d adhérence des composites sur le béton sont plus fortes ou au moins égales aux valeurs des contraintes obtenues. Le système de renforcement présente donc une bonne adhérence Résultats à 20 mois Les résultats des essais d arrachement des lamelles à 20 mois à la culée du pont sont donnés dans le tableau ci-dessous : Tableau IV-9: Résultats des essais d adhérence des lamelles à la culée du pont en milieu fluvial à 20 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Lamelle en zone non immergée 1 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 2 7,22 2,89 Rupture dans le béton 3 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 4 0,99 0,40* Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 / / * Moyenne 2,89 Ecart type 0,00 115

116 Lamelle en zone de marnage 1 7,22 2,89 Rupture dans le béton 2 4,98 1,99 Rupture dans le béton 3 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 4 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 5 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle Moyenne 2,71 Ecart type 0,40 * à écarter, erreur de manipulation 3,5 Contrainte (MPa) 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 2,89 Non immergé 2,71 Marnage Figure IV-12 : Lamelles 20 mois (milieu fluvial) Une légère diminution des contraintes d arrachement des lamelles collées en zone de marnage a été observée dans la Figure IV-28. Comparées aux modes de ruptures à 8 mois dont 80% se sont produites par le décollement de pastille, on constate cette fois-ci que ce type de rupture diminue à 67 %, avec une augmentation des ruptures dans le béton de 33% (Tableau IV-9). Comme dans le cas des essais à 20 mois dans le milieu marin, les essais d arrachement ont été réalisés 7 jours après le collage des pastilles. Figure IV-29: Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle 116

117 Figure IV-30: Rupture dans le béton Résultats à 27 mois Pour cette troisième campagne expérimentale, une colle prise plus rapide (SG ) à base de méthacrylate a été utilisée pour coller les pastilles sur la surface des composites. Cette colle durci au bout de 15 minutes et peut fournir une adhérence de 31 à 32 MPa à 24 heures à une température de 24 C. La prise rapide de la colle réduit le temps d intervention sur site, les essais d arrachement ont pu être effectués le lendemain après le collage des essais, sans avoir besoins d attendre 7 jours. Le Tableau IV-10 donne des résultats obtenus à la culée du pont après 27 mois de collage des composites. Les valeurs moyennes des contraintes sont illustrées dans la Figure IV-31. Parmi les 10 essais réalisés sur les lamelles, 8 essais ont une rupture dans le béton, environ 80 %. Ces résultats sont intéressants puisque les deux premières séries d essais réalisées sur les lamelles à la culée du pont n ont pas donné un pourcentage aussi élevé pour ce mode de rupture. Tableau IV-10 : Résultats des essais d adhérence des lamelles à la culée du pont en milieu fluvial à 27 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Lamelle en zone non immergée 1 7,25 2,90 Béton 2 5,30 2,12 Béton 3 7,25 2,90 Béton 4 5,02 2,01 Béton 5 6,78 2,71 Béton 6 4,80 1,92 Béton Moyenne 2,43 Ecart type 0,46 117

118 Lamelle en zone de marnage 1 2,41* 0,96* Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle* 2 1,92* 0,77* Rupture au niveau de la liaison pastille/lamelle* 3 3,27 1,31 Béton 4 4,05 1,62 Béton 5 3,95 1,58 Béton Moyenne 1,50 Ecart type 0,17 * à écarter, erreur de manipulation 3,0 2,5 2,43 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 1,50 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-13 : Contraintes d'arrachement des lamelles à 27 mois (milieu fluvial) La moyenne des valeurs obtenues en zone de marnage à 27 mois est de 1,5 MPa, ce qui représente la limite. En effet en dessous de cette valeur, le collage ne peut être réalisé Tissus Résultats à 8 mois Les résultats montrent d une part que pour les tissus collés dans les deux zones, les ruptures se font au niveau de la liaison pastille/tissu. L arrachement est lié à la faiblesse de la résistance de la colle utilisée pour coller les pastilles et que les tissus présentent une bonne adhérence pour le renforcement du béton. Les essais réalisés sur les tissus à 8 mois montrent que la contrainte d'adhérence des tissus en zone non immergée est presque identique que pour la zone de marnage. 118

119 Tableau IV-11 : Résultats des essais d adhérence des tissu à la culée du pont en milieu fluvial à 8 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Tissu en zone non immergée 1 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 2 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 3 7,02 2,81 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 4 7,16 2,86 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 5 5,27 2,11 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu Moyenne 2,71 Ecart type 0,34 Tissu en zone de marnage 1 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 2 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 3 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 4 7,24 2,90 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 5 6,65 2,66 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu Moyenne 2,85 Ecart type 0,11 3,0 2,5 2,71 2,85 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-14 : Tissus 8 mois (milieu fluvial) Résultats à 20 mois Les résultats des essais d arrachement des tissus à 20 mois en milieu fluvial sont donnés dans le tableau ci-dessous. 119

120 Tableau IV-12: Résultats des essais d adhérence des tissusà la culée du ponten milieu fluvial à 20 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Tissu en zone non immergée 1 7,22 2,89 Rupture dans le béton 2 7,22 2,89 Rupture dans le béton Mode de rupture 3 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 4 5,14 2,06 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 5 3,12* 1,25* Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu * Moyenne 2,68 Ecart type 0,42 Tissu en zone de marnage 1 5,13 2,05 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 2 5,37 2,15 Rupture dans le béton 3 7,22 2,89 Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu 4 7,22 2,89 Rupture dans le béton 5 1,63* 0,65* Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu * Moyenne 2,49 Ecart type 0,46 * à écarter, erreur de manipulation 3,0 2,5 2,68 2,49 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-33 : Contraintes d'arrachement des tissus à 20 mois (milieu fluvial) Une légère diminution des valeurs contraintes d arrachement des tissus collés en zone de marnage a été observée Figure IV-33). Les modes de rupture par décollement de pastille diminuent de 100 % à 8 mois à 60 % à 20 mois. La rupture dans le béton, qui n existait pas à 120

121 8 mois, représente ici 40 % des modes de ruptures observée sur le tissu en milieu fluvial à 20 mois. Figure IV-34: Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu Résultats à 27 mois Figure IV-35: Rupture dans le béton De même que les essais à 27 mois sur les lamelles en milieu fluvial, les pastilles ont été collées sur les surfaces du composites avec la colle prise plus rapide (SG ). Tableau IV-13: Résultats des essais d adhérence des tissus à la culée du pont en milieu fluvial à 27 mois Force (kn) Contrainte (MPa) Mode de rupture Tissu en zone non immergée 5,85 2,34 Béton 7,22 2,89 Béton 7,23 2,89 Rupture mixte dans le béton et à l'interface tissu/colle/béton 7,05 2,82 Rupture mixte dans le béton et à l'interface tissu/colle/béton 7,25 2,90 Béton Moyenne 2,77 Ecart type 0,24 Tissu en zone de marnage 121

122 ,23 2,89 Béton 6,98 2,79 Béton 7,23 2,89 Rupture mixte dans le béton et à l'interface tissu/colle/béton 3,26 1,30 Rupture mixte dans le béton et à l'interface tissu/colle/béton 0,93* 0,37* Rupture au niveau de la liaison pastille/tissu* Moyenne 2,47 Ecart type 0,78 * à écarter, erreur de manipulation 3,0 2,77 2,5 2,47 Contrainte (MPa) 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Non immergé Marnage Figure IV-36 : Contraintes d'arrachement des tissus à 27 mois (milieu fluvial) Comme dans les autres cas des collages, les contraintes ont des valeurs supérieures en zone non immergée par rapport à la zone de marnage. La rupture mixte dans le béton entre le tissu et le béton observé sur certains échantillons à 27 mois est une indication de mauvaise adhérence qui pourrait être due à la dégradation des composites eux-mêmes face à l environnement. Comme présenté dans le chapitre précédent, l eau peut pénétrer dans le joint de colle par les côtés. L accumulation d'eau très localisée peut provoquer des décohésions à l interface colle/substrat. Figure IV-37 : Rupture mixte dans le béton et à l interface tissu/colle/béton 122

123 4.3.3 Synthèse des essais en milieu fluvial L évolution des contraintes d arrachement à la culée du pont durant 27 mois est présentée dans la Figure IV-38. Il est montré qu il n' y a pas de différence significative entre les lamelles et tissus dans les deux zones à l âge de 20 mois par rapport à 8 mois, à l exception des tissus en zone de marnage. Une diminution des valeurs des contraintes de 12 % est observée sur ces derniers, mais la contrainte n évolue pas à 27 mois. Les contraintes des tissus collés en zone de marnage est quasiment stable au cours de la durée de toute l étude. Quant aux lamelles collées dans les deux zones, les contraintes n évoluent pas beaucoup pendant les 20 premiers mois de collage. Pourtant, une chute notable est observée sur les collages réalisés en zone de marnage à 27 mois. Tableau IV-14: Résumé des valeurs moyennes des contraintes d'arrachement à la culée du pont à 8 mois, 20 mois et 27 mois 8 mois 20 mois 27 mois Contrainte Ecart type Contrainte Ecart type Contrainte Ecart type (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) Lamelle non immergée 2,90 0,00 2,89 0,00 2,43 0,44 Lamelle en zone de marnage 2,64 0,36 2,71 0,40 1,50 0,17 Tissu non immergé 2,71 0,34 2,68 0,42 2,77 0,24 Tissu en zone de marnage 2,85 0,11 2,49 0,46 2,47 0,78 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 8 mois 20 mois 27 mois 0,0 Lamelle non immergée Lamelle en zone de marnage Tissu non immergé Tissu en zone de marnage Figure IV-38: Evolution des contraintes d arrachement à la culée du pont pendant 27 mois 123

124 4.4. Comparaison entre les deux milieux Lors du diagnostic de l état initial du quai et de la culée du pont dans le chapitre 3, des essais de compression ont été réalisés sur les carottes prélevées pour pouvoir caractériser la résistance mécanique des deux ouvrages. Nous avons obtenu une résistance en compression de 36,6 MPa pour le quai et de 36,3 MPa pour la culée. Suite à ces résultats, une comparaison de la performance de collage entre le milieu marin est milieu fluvial a été réalisée. Les Figures IV-39 et Figure IV- donnent les contraintes d arrachement des lamelles et tissus à 8 mois et 20 mois respectivement. Les résultats montrent que pour la même zone de collage,les contraintes d arrachement des lamelles et des tissus dans le milieu fluvial sont supérieures à celles dans le milieu marin que ce soit à 8 mois ou à 20 mois. Contrainte d'arrachement 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Milieu marin Milieu fluvial 0,0 Lamelle non immergée Lamelle marnage Tissu non immergé Tissu marnage Figure IV-3915 : Comparaison des contraintes d arrachement entre le milieu marin et fluvial à 8 mois Contrainte d'arrachement 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Milieu marin Milieu fluvial 0,0 Lamelle non immergée Lamelle marnage Tissu non immergé Tissu marnage Figure IV-40 : Comparaison des contraintes d arrachement entre le milieu marin et fluvial à 20 mois 124

125 5. CONCLUSION La mise en œuvre et la durabilité des collages des composites dans le milieu marin et fluvial a été étudiée dans ce chapitre. Deux ouvrages pour deux différents milieux ont été renforcés par deux systèmes de renforcement : lamelle et tissu de carbone. Ces composites ont été appliquées sur les parois du quai et d un pont dans une condition réelle d exposition. Les essais d arrachement ont été réalisés à trois échéances différentes sur une période de 27 mois après la mise en œuvre des composites. Les logistiques de collage des composites surtout dans l eau et dans la zone de marnage en milieu marin où la hauteur de marnage est important sont assez compliqués à cause des conditions d environnement. Les vagues et les marées jouent des rôles très importants pour les travaux de renforcement. Le fait de travailler à la marée basse limite non seulement le temps de l intervention, mais c est aussi une condition critique à pour la polymérisation de la colle. La diminution de ces contraintes est surement due à la dégradation du béton, vue les modes de rupture, qu à la dégradation des systèmes de renforcement eux mêmes. Les conditions environnementales, que ce soit pendant la mise en œuvre des composites ou pendant la durée de service de 27 mois n a pas d influence sur les deux systèmes de collage. Il est intéressant de réaliser des essais à 5 ans pour voir une éventuelle dégradation. A titre de comparaison entre le milieu marin et le milieu fluvial, les résultats montrent que les contraintes d arrachement des lamelles et des tissus dans le milieu fluvial sont supérieures à celles dans le milieu marin que ce soit à 8 mois ou à 20 mois. A travers ce chapitre, il est évident que même en zone de marnage, les lamelles et tissus ont une bonne adhérence sur le béton et conviennent pour le renforcement dans les deux milieux. Ces essais d arrachement ont permis simplement de juger l adhérence des composites sur le béton, mais ne permet pas d évaluer l apport de la résistance mécanique des composites sur le béton. Nous allons étudier dans le chapitre qui suit les comportements des poutres renforcées par différents modes de renforcements stockées en laboratoire et en zone de marnage. 125

126 Bibliographie [1] N. P. Mailvaganam, et al. (1998, Réparation du béton : préparation de la surface. Available: [2] ASTMD 7522/D 7522M, "Standard test method for pull-off strength for FRP bonded to concrete substrate," ed: AFNOR. [3] Sika Carbodur S, "Lamelles pultrudées à base de fibres de carbone pour le renforcement de structures Fiche technique," ed, [4] L. Courard and B. Bissonnette, "Essai dérivé de l'essai d'adhérence pour la caractérisation de la cohésion superficielle des supports en béton dans les travaux de réparation: analyse des paramètres d'essai," Materials and Structures, vol. 37, pp , 2004/06/ [5] E. Bonaldo, et al., "Bond characterization between concrete substrate and repairing SFRC using pull-off testing," International Journal of Adhesion and Adhesives, vol. 25, pp , [6] P. Nicot, "Interaction mortier-support: éléments détermiants des performances et de l'adhérence d'un mortier," Thèse de doctorat, Université de Toulouse, [7] R. Sen, et al., "Durability of Carbon Fiber-Reinforced Polymer/Epoxy/Concrete Bond in Marine Environment," ACI Structural Journal, pp , [8] US Department of Transportation Fideral Highway Administration. Available: [9] N. Houhou, "Durabilité des interfaces collées béton/renforts composites: développement d'une méthodologie d'étude basée sur un dispositif de fluage innovant conçu pour être couplé à un vieillissement hygrothermique," Thèse de doctorat, Université Paris Est,

127 Chapitre V : Comportement des poutres renforcées par les matériaux composites comparaison entre les résultats in-situ et en laboratoire 127

128 Table des matières 1. INTRODUCTION CARACTERISTIQUES DES MATERIAUX Caractéristiques du béton et de l acier Fabrication des poutres en béton armé Caractéristiques des composites et des colles MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES ET INSTRUMENTATION DES ESSAIS Renforcement par collage de lamelle Renforcement par insertion des barres Instrumentation des essais de flexion 4 points VIEILLISSEMENT DES POUTRES RESULTATS DES ESSAIS Poutres en laboratoire Poutre témoins (non renforcées) Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres Discussion Poutres in-situ Poutres témoins (non renforcées) Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres COMPARAISON DES POUTRES EN LABORATOIRE ET IN-SITU Poutres témoins Poutres renforcées par la lamelle Poutres renforcées par les barres de carbone CONCLUSION

129 1. INTRODUCTION Dans le but d étudier la durabilité du renforcement des ouvrages en milieux agressifs par des matériaux composites, une partie de la thèse est axée sur l étude de comportement des poutres en béton armé stockées in-situ et en laboratoire. Différentes catégories de poutres non renforcées et renforcées par des lamelles et des barres de carbone ont été fabriquées en laboratoire : - Série 1 : 6 poutres témoins non renforcées - Série 2 : 6 poutres renforcées par collage des lamelles - Série 3 : 6 poutres renforcées par insertion de barres La moitié des poutres sont stockées au laboratoire (poutres de références), tandis que la seconde moitié a été transportée au port de Dunkerque et exposée à un environnement marin (zone de marnage). Le milieu marin a été choisi car il présente la condition la plus défavorable par rapport au milieu fluvial. Après 12 mois d exposition, ces poutres ont été ramenées au laboratoire et ont été testées par flexion quatre points en même temps que les poutres en laboratoire. Cela permet de quantifier la perte éventuelle de résistance et de vérifier la durabilité du procédé de renforcement. Le tableau ci-dessous donne le nombre de poutres pour chaque méthode de renforcement. Tableau V-1: Caractéristiques des poutres pour les essais de flexion Méthode de renforcement Nombre de poutres Stockées en laboratoire Stockées in-situ Témoin 3 3 Lamelle de carbone 3 3 Barre de carbone avec Sikadur Barre de carbone avec Sikadur Total 9 9 Le tissu n a pas été testé du fait du choix de l'essai. En effet, le tissu n a pas une bonne tenue en flexion du fait de ses caractéristiques mécaniques. Il est couramment utilisé pour le confinement c est la raison pour laquelle il n est pas opté pour le renforcement des poutres pour cette campagne expérimentale. Le renforcement par insertion des barres a été réalisé suite à la proposition de la société Sika. Cette technique est une solution alternative de renforcement des structures dans le cas où le support est très endommagé et que le collage en surface par les composites n est pas réalisable. 129

130 2. CARACTERISTIQUES DES MATERIAUX 2.1. Caractéristiques du béton et de l acier Fabrication des poutres en béton armé Toutes les poutres réalisées ont une section de 20 x 30 cm et une longueur de 1,70 m. Elles sont armées de deux barres HA 8 inférieures et supérieures. 14 cadres HA 6 ont été utilisés pour le renforcement à l effort tranchant. L acier est de nuance Fe E500. Les détails du ferraillage sont donnés sur la figure ci-dessous. Figure V-1 : Détails du ferraillage des poutres Le béton utilisé dans notre étude est formulé en prenant en compte l environnement dans lequel il sera exposé, d une façon à optimiser ses performances et sa durabilité. Les poutres étudiées doivent être exposées en zone de marnage en milieu marin, milieu le plus défavorable, le béton correspond donc à la classe d exposition XS3 selon la norme NF EN [1]. Cela impose un rapport E/Liant maximal de 0,50, une classe de résistance en compression minimal de 35 MPa, et une teneur minimal en liant de 350 kg/m 3. En plus, le ciment utilisé doit avoir une caractéristique complémentaire PM (Prise mer) ou à être à base de laitier. Le Tableau V-2 est un extrait de la norme NF EN 206, définissant des valeurs limites spécifiées à la composition et aux propriétés du béton suivant les différentes classes d exposition. Tableau V-2: Limites spécifiées applicables à la composition et aux propriétés du béton Classes d'exposition Rapport E eff /Liant éq. maximal Classe de résistance minimale Teneur minimale en Liant éq. (kg/m3) Teneur minimale en aire (%) Aucun risque de corrosion ou d'attaque Carbonatation XO XC 1 0,65 C20/ XC 2 0,65 C20/ XC 3 0,60 C25/ XC 4 0,60 C25/

131 XS 1 0,55 C30/ Corrosion induite par les chlorures Attaque gel/dégel Eau de mer Chlorures autres que l'eau de mer Environnement contenant des substances chimiques agressives XS 2 0,55 C30/ XS 3 0,50 C35/ XD 1 0,60 C25/ XD 2 0,55 C30/ XD 3 0,50 C35/ XF 1 0,60 C25/ XF 2 0,55 C25/ ,0 XF 3 0,55 C30/ ,0 XF 4 0,45 C30/ ,0 XA 1 0,55 C30/ XA 2 0,50 C35/ XA 3 0,45 C40/ La composition du béton a été déterminée selon la méthode de Dreux. Les proportions du mélange en ciment/sable/gravier sont respectivement de 1/1,86/2,44. Le rapport eau/ciment est de 0,47. Le ciment choisi dans notre étude est destiné à une utilisation en environnement marin, il s agit d un ciment CEM III 42,5 N CE PM CP2. Des sables roulés 0/4, et des graviers concassés 4/11,2 ont été utilisés. Leurs courbes granulométriques sont données Figure V-2. Le béton a été préparé à la centrale à béton du laboratoire (capacité 250 L). Les essais de compression du béton ont été réalisés sur des cylindres ø16x32cm, suivant la norme NF EN [2]. Les résistances de compression du béton à 28 jours sont données dans le Tableau V-4. La valeur moyenne obtenue est de 32,65 MPa Sable Gravier ,01 0, Figure V-2: Courbes granulométriques du sable et du gravier 131

132 Tableau V-3 : Formulation du béton Matériaux Quantité Ciment (kg/m 3 ) 416 Sable (kg/m 3 ) 772 Gravillon (kg/m 3 ) 1013 Plastifiant (% du ciment) 1 % Eau (kg/m 3 ) 196 Rapport E/C 0,47 Tableau V-4: Résistance à la compression du béton à 28 jours Eprouvette Résistance (MPa) Moyenne (MPa) 1 35, ,65 32, , Caractéristiques des composites et des colles Les lamelles utilisées pour le renforcement des poutres sont identiques aux lamelles utilisées dans le chapitre précédent. La colle associée est la colle Sikadur 30. Les barres sont à base de fibres de carbone noyées dans une matrice époxyde. Elles se présentent sous forme de profilés préfabriqués par pultrusion en usine, de section circulaire. Elles sont principalement disposées sur les poutres en utilisant la technique «NSM - Near Surface Mounted», c est-à-dire «installées près de la surface», par insertion dans des engravures effectuées dans le support. Elles sont scellées à l aide d un produit de collage structural à base de résine époxydique. Les barres utilisées pour nos essais ont un diamètre de 6 mm. Leurs caractéristiques sont données dans le Tableau V-5 [3]. Pour ce système, le choix de la colle dépend du mode d application (verticale, horizontale, en sous face). Dans notre cas, les colles utilisées pour le collage des barres sont : Sika 30, et Sika 330. Ces deux colles peuvent être utilisées pour les 3 renforcements cités. Elles sont testées toutes les 2 pour voir s il n'y a pas de différence éventuelle du comportement des poutres scellées avec les deux colles choisies. Les caractéristiques des colles sont déjà données dans le chapitre précédent. 132

133 Tableau V-5: Caractéristique mécanique des barres Sika Carbodur [3] Désignation Caractéristiques Module d'élasticité > MPa Résistance traction > Allongement à rupture > 1,70% Déformation de calcul 1% 3. MISE EN ŒUVRE DES COMPOSITES ET INSTRUMENTATION DES ESSAIS Le collage conditionne la transmission des efforts du support aux renforts Renforcement par collage de lamelle Le collage des lamelles est une opération facile mais délicate puisqu il conditionne directement le succès du renforcement. Il consiste tout d abord à préparer le support du béton, les lamelles et la colle. Pour réaliser un bon collage et afin que l opération de renforcement soit efficace, il faut que le béton soit de bonne qualité, que la cohésion superficielle soit supérieure à 1,5MPa. Le support doit être sec et âgé au moins de 28 jours. Dans notre étude, le béton a été poncé légèrement avec un disque diamanté, puis est dépoussiéré soit à l air comprimé, soit à l aide d une simple balayette. Les lamelles ont été découpées à une longueur désirée (150 cm) avec une meuleuse équipée d un disque de diamant. Ensuite, elles sont nettoyées à l aide d un chiffon propre imbibé de solvant avant le collage. La mise en œuvre de la lamelle de carbone s effectue par double encollage. On applique une fine couche de colle sur le béton et sur la lamelle. Ce double collage permet d obtenir une répartition uniforme de la colle. Puis la lamelle est marouflée soigneusement à l aide d un rouleau pour obtenir un reflux continu sur les bords de la lamelle. Le surplus de colle est enlevé avec une spatule. Pour repérer la surface à coller et à éviter de salir le béton par le surplus de la colle, un ruban adhésif a été collé à la bordure de la surface du béton préparé. Il est ensuite enlevé après que le collage soit effectué. 5 cm 20 cm 1,5 m 1,7 m Figure V-3: Renforcement par collage de lamelle 133

134 Ruban adhésif Figure V-4: Préparation du spport Figure V-5: Marouflage de la lamelle Figure V-6: Poutre renforcée par une lamelle 3.2. Renforcement par insertion des barres La 2 ème technique utilisée est l insertion des barres de carbone. Les étapes d opérations sont données ci-dessous : - Effectuer une rainure sur la surface du béton afin de pouvoir insérer la barre. La dimension de la rainure est à considérer en fonction de type de barre et de la position de la rainure. Nous avons effectué deux rainures longitudinales d une dimension 10 mm x 10 mm sur la face tendue de la poutre. - Remplir les rainures à l aide de colle sika (les 2 colles ont été testées) jusqu à environ la moitié de la profondeur. - Insérer les barres dans les rainures. Les barres utilisées ont un diamètre de 6 mm. Elles ont été coupées et lavées avec le solvant avant d être placées dans les rainures. - Rajouter de la colle pour finir le remplissage des rainures, puis lisser la surface à l aide d une truelle. 134

135 φ6 10 cm 1,5 m 1,7 m Figure V-7: Renforcement par insertion de barres Figure V-8: Mise en place des barres de carbone 3.3. Instrumentation des essais de flexion 4 points Toutes les poutres ont été testées en flexion quatre points suivant la norme EN Le vérin de la presse a une capacité de 250 kn. Il est piloté numériquement. Les essais ont été pilotés en déplacement à raison de 0,02mm/s. Un capteur de déplacement a été utilisé pour la mesure de la flèche à mi-portée. Pour suivre l évolution de la déformation des poutres en fonction de la chargé appliquée, des jauges de déformation ont été collées sur le béton ainsi que sur les composites. Une jauge est collée à mi- portée sur la face avant, et 3 autres sur la face tendue de la poutre. La face avant est la face sur laquelle les fissures ont été suivies en fonction du chargement. Toutes les données issues des essais ont été enregistrées automatiquement par un système d acquisition piloté par un ordinateur. Il permet d'acquérir simultanément les valeurs du déplacement et de la charge appliquée sur la poutre lors de l essai. 135

136 J2 J J1 J4 100 Jauge de déformation Figure V-9: Configuration de l'essai de flexion 4 points Vérin Profil métallique Figure V-10 : Dispositif expérimental Capteur de déplacement Le tableau ci-dessous décrit les types de poutres, les conditions de stockage et les désignations pour les essais de flexion. 136

137 Poutres Poutres témoins non renforcées Poutres renforcées par la lamelle de carbone Poutres renforcées par les joncs de carbone Poutres témoins non renforcées Poutres renforcées par la lamelle de carbone Poutres renforcées par les joncs de carbone Tableau V-6: Désignation des poutres Condition de stockage Laboratoire Zone de marnage Désignation PT3, PT4, PT5 PL1, PL2, PL3 PJ1, PJ2, PJ3 PT1DK, PT2DK, PT3DK PL1DK, PL2DK, PL3DK PJ1DK, PJ2DK, PJ3DK 4. VIEILLISSEMENT DES POUTRES Après la fabrication et le renforcement effectué en laboratoire, 3 poutres de chaque série (témoins, renforcées par la lamelle et renforcées par les barres), soit un total de 9 poutres ont été transportées par un camion à Dunkerque. Ces poutres ont été accrochées sur des consoles fixées sur la paroi du quai. Elles ont été exposées en zone de marnage en milieu marin pendant 12 mois. A la fin de l exposition, elles ont été déstockées et transportées au laboratoire pour la réalisation des essais de flexion. Ces poutres ont été testées en même temps que les poutres stockées en laboratoire (HR = 50% et ϑ = 20 ). La campagne expérimentale est un défi qui a nécessité une préparation importante. Le planning du travail doit être planifié en fonction de la marée. Le moment idéal pour mettre en place les poutres est la marée basse. La pose des poutres a été réalisée très tôt le matin, entre 4 et 5h à l aide d un camion grue. Témoin Lamelle Joncs Témoin Témoin Joncs Joncs Console en inox Figure V-11: Poutres au début de vieillissement 137

138 Figure V-12: Levage de poutre par la grue Figure V-13: Plongeurs en action pour soulever les poutres vers la surface d eau Figure V-14: Poutres stockées 12 mois 138

139 Après 12 mois de vieillissement, une croissance biologique notable a été observée sur toutes les surfaces de chaque poutre exposée en milieu marin. Ces croissances biologiques sont des bernacles, des algues et des mollusques (Figure V-15). Une densité important de ces croissances biologiques a également été observée le long des bordures des lamelles, mais pas sur les lamelles elles-mêmes. Toutes ces croissances biologiques ont été enlevées avec un grattoir avant de réaliser des essais sur les poutres. Le grattage doit être fait avec précaution pour éviter d'endommager les composites. Figure V-15: Développement des organismes vivants sur les poutres stockées en mer Les parties qui suivent présentent les résultats de toutes les poutres testées en flexion. Les variations de la charge en fonction de la flèche, les déformations ainsi les modes de rupture selon différents modes de renforcement sont alors étudiés. 5. RESULTATS DES ESSAIS 5.1. Poutres en laboratoire Les poutres stockées en laboratoire sont considérées comme des poutres de référence Poutre témoins (non renforcées) Courbe charge/flèche Trois poutres non renforcées et stockées au laboratoire : PT3, PT4 et PT5 ont été testées. Un problème d'acquisition est survenu lors de la réalisation de l essai sur la poutre PT5, l enregistrement des valeurs de charges s arrête à environ 20 kn. La variation des charges en fonction de la flèche de ces deux poutres témoins sont présentées Figure V-16. Les résultats des essais sont résumés dans le tableau ci-après. 139

140 Tableau V-7: Résultats des essais pour les poutres témoins stockées en laboratoire Poutre Charge d'apparition de la première fissure (kn) Charge à la rupture (kn) PT PT PT5 NA NA 120 Charge (kn) 100 PT3 C PT4 80 B A 20 Témoin labo PT4 Témoin labo PT Flèche (mm) Figure V-16 : Courbes charge/flèche des poutres témoins stockées en laboratoire Ces poutres ont une rigidité identique au début de l essai. Les charges correspondant à l initialisation de la fissuration est de 38 kn pour la poutre PT3 et de 35kN pour la poutre PT4, et leurs charges à la rupture est respectivement de 95 kn et de 85 kn. Les courbes peuvent être décomposées selon trois phases. - Dans la première phase OA, les valeurs des charges n entraînent pas de fissuration du béton tendu et ainsi les poutres se comportent élastiquement. - Dans la deuxième phase, le déplacement augmente progressivement avec l augmentation de la charge. - Pour la troisième phase BC, l augmentation de la charge conduit à la plastification des armatures tendues et la rupture de la poutre est atteinte Fissuration et mode de rupture L apparition des fissures s est produite de la même façon pour les deux poutres témoins non renforcées. Lorsque la contrainte de traction atteint la résistance du béton, une ou plusieurs 140

141 fissures apparaissent. Une augmentation de nombre de fissure est constatée ainsi qu un agrandissement de leur ouverture. Ces fissures se propagent progressivement vers la face supérieure de la poutre en fonction de la charge appliquée. Les fissures sont dues au moment de flexion et sont perpendiculaires à l axe de la poutre. Elles sont concentrées dans la zone du moment constant. Les ouvertures majeures (traits forts) sont comprises entre 3 et 5 mm (Figure V-17). 80 kn 80 kn 50 kn 80 kn 43 kn 50 kn 80 kn 35 kn Figure V-17: Fissuration d une poutre témoin stockées en laboratoire Poutres renforcées par la lamelle Courbe charge/flèche Les comportements des poutres renforcées par la lamelle sont représentés par les courbes charge/flèche Figure V-18. Toutes les poutres présentent un comportement très similaire. L apparition de la première fissure a eu lieu à 47 kn, 35 kn et 45 kn respectivement pour les poutres PL1, PL2 et PL3. Charge (kn) Poutre lamelle labo PL1 Poutre lamelle labo PL2 Poutre lamelle labo PL Flèche (mm) Figure V-18: Courbes charge/flèche des poutres renforcées par lamelle (laboratoire) 141

142 Tableau V-8: Résultats des essais sur poutres renforcées par la lamelle en laboratoire Poutre Charge d'apparition de la première fissure (kn) Charge à la rupture (kn) PL PL PL Déformation La Figure V-19 présente les courbes des déformations de la poutre PL3 mesurées à l'aide de jauges extensométriques en fonction des charges appliquées. La déformation mesurée par la jauge J2 est négligeable par rapport aux déformations mesurées par les autres jauges. Jusqu à la rupture, aucune déformation importante n est mesurée par la jauge J2 placée sur la face comprimée de la poutre. On observe un changement de comportement de la jauge J1 placée à mi-portée de la poutre à environ 45 kn, charge de l apparition de la première fissure. Une deuxième fissure est apparue rapidement juste après la première à environ ¼ de l appui où se trouve la jauge J3. A une charge environ 120 kn, il y a l apparition des nouvelles fissures vers l appui de la poutre, ce qui traduit par un palier à 120 kn de la jauge J4. La déformation de la poutre est mesurée correctement par les jauges. 160 J2 J1 J4 J Charge (kn) J1 J2 J3 J Déformation (µm/m) Figure V-19 : Courbes charge/déformation pour la poutrerenforcée par lamelle (laboratoire) 142

143 Fissuration et mode de rupture La fissuration de la poutre PL3 est étudiée. Au début du chargement, trois fissures sont visibles lorsque la charge atteint 60 kn. Leur longueur est limitée et leur ouverture n excède pas 0,5 mm. Elles sont concentrées dans la zone de moment constant. Ensuite, des nouvelles fissures apparaissent et celles observées à 60 kn se sont élargies et se sont propagées. La rupture de la poutre s est produite suite au décollement de la lamelle à l interface béton/colle. Des petits morceaux du béton collés sur la couche de la colle peuvent être observés. Le mode de rupture est le même pour les trois poutres renforcées testées. 130 kn 115 kn 130 kn 90 kn 49 kn 60 kn 90 kn 45 kn 130 kn 90 kn kn 130 kn Figure V-20: Fissuration d une poutre renforcée par lamelle Figure V-21: Rupture d une poutre renforcée par lamelle Poutres renforcées par les barres Courbes charge/flèche La troisième série de poutres a été renforcée par l insertion de barres de carbone sur la face tendue de la poutre. Les courbes charge-flèches de ces poutres sont présentées dans la figure 143

144 ci-après. La poutre PJ1 est la poutre qui a été renforcée avec la colle Sika 330. Les poutres PJ2 et PJ3 sont renforcées avec la colle Sika Charge (kn) Joncs labo (PJ1-Sika 330) Joncs labo (PJ2) Joncs labo (PJ3) Flèche (mm) Figure V-22 : Courbes charge/flèchedes poutres renforcées par les barres (laboratoire) Similaire aux poutres renforcées par le collage de lamelle, on note de grandes différences de comportement entre les poutres témoins et les poutres renforcées par des barres. L absence de palier plastique ainsi que la rupture brusque et soudaine des poutres renforcées par des barres de carbone suggère une plus grande fragilité de ces poutres. Les valeurs de charge correspondant à l initialisation de la fissuration est de 33kN, 47kN et 45 kn respectivement pour les poutres PJ1, PJ2, et PJ3. Leurs charges de rupture sont respectivement de 147kN, 156kN et 170 kn. En fait, la charge d apparition de la première fissure et la charge de rupture de la poutre PJ1 sont plus faible que pour les deux autres poutres, cela pourrait s expliquer par le fait que la poutre PJ1 était déjà fissurée avant le chargement. Les trois poutres renforcées ont un comportement très similaire, on ne voit pas de différence entre les poutres renforcées avec les différentes colles Déformation La Figure V-23 présente les courbes des déformations pour la poutre PJ2. On observe un changement de comportement de la jauge J3 à 47 kn, jauge située au niveau de la première fissure de la poutre PJ2. On observe également un changement de comportement de la jauge J1 placée à mi-portée de l appui de la face inférieure de la poutre, au niveau de la deuxième 144

145 fissure à 53 kn. Le changement de comportement de la jauge J4 placée dans la zone au voisinage du support est observé lorsque la charge atteint 135 kn environ. 180 J2 160 J1 J3 J Charge (kn) J1 J2 J3 J Déformation (µm/m) Figure V-23 : Courbes charge/déformation pour la poutre renforcée par les barres (stockée en laboratoire) Fissuration et mode de rupture La Figure V-24 montre la fissuration de la poutre PJ2 renforcée par des barres de carbone. L endommagement de la poutre a commencé avec des fissures dues au moment fléchissant, qui se propagent progressivement vers la partie supérieure de la poutre. De nouvelles fissures sont apparues vers les appuis inférieurs et se sont propagées vers le point d application du chargement supérieur. Il est possible d en déduire que la rupture finale de la poutre est due à l effort tranchant. La rupture se fait par l éclatement du béton d enrobage engendré par les fissures situées à l appui de la poutre. Les ruptures des deux autres poutres se sont produites de la même façon. On note que les barres de carbone ne présentent aucun endommagement visible. Aucune barre n est arrivée à la rupture, mais un endommagement interne pourrait avoir eu lieu. 125 kn 125 kn 125 kn 105 kn 75 kn 60 kn 75 kn 53 kn 75 kn 75 kn 47 kn 125 kn Figure V-24: Fissuration d une poutre renforcée par des barres 145

146 5.1.4 Discussion Figure V-25 : Rupture d une poutre renforcée par les barres La Figure V-26 compare les différents comportements des poutres témoins, des poutres renforcées par la lamelle et de la poutre renforcée par les joncs, stockées en laboratoire. On présente ici une seule courbe de chaque catégorie des poutres. Une différence de comportement entre les poutres témoins et les poutres renforcées par la lamelle et le jonc est remarquée. On observe clairement une augmentation de la rigidité en flexion de ces dernières. Les matériaux composites augmentent la charge à la rupture et diminue la flèche à mi-portée. En moyenne, par rapport à la poutre témoin non renforcée, un gain de charge de la rupture de 60% pour la poutre renforcée par la lamelle et de 75% pour la poutre renforcée par les joncs est observée. Charge (kn) Poutre témoin (PT4) 20 Poutre renforcée par lamelle (PL3) Poutre renforcée par jonc (PJ2) Flèche (mm) Figure V-26: Comparaison du comportement des poutres en laboratoire 146

147 5.2. Poutres in-situ Poutres témoins (non renforcées) Courbe charge/flèche La Figure V-27 montre l'enregistrement de la charge en fonction de la flèche des trois poutres témoins non renforcées et exposées douze mois à un environnement marin à Dunkerque. Les résultats des essais sont résumés dans le Tableau V-9. Les charges correspondant à l initialisation de la fissuration est de 50 kn pour la poutre PT1DK, 46 kn pour la poutre PT2 DK et 49 kn pour la poutre PT3 DK. Tableau V-9: Résultats des essais sur poutres témoins stockées à Dunkerque Poutre Charge d'apparition de la première fissure (kn) Charge à la rupture (kn) PT1 DK PT2 DK PT3 DK Charge (kn) 80 B 60 A 40 Poutre témoin in-situ PT1 DK 20 Poutre témoin in-situ PT2 DK Poutre témoin in-situ PT3 DK Flèche (mm) Figure V-27 : Courbes charge/flèche des poutres témoins (Dunkerque) Il est observé sur la Figure V-27que ces poutres se comportent de la même façon que les poutres stockées en laboratoire. Les courbes peuvent être décomposées en trois phases : - Dans la première phase OA, les valeurs de charge n entraînent pas de fissuration, et les poutres ont un comportement élastique. 147

148 - Dans la deuxième phase AB, le déplacement augmente progressivement avec l augmentation de la charge. - Dans la troisième phase BC, l augmentation de la charge conduit à la plastification des armatures tendues et la rupture de la poutre est atteinte Fissuration et mode de rupture La fissuration de la poutre témoin PT2 DK est présentée dans la Figure V-28. Lorsque la contrainte de traction atteint la résistance du béton, une ou plusieurs fissures apparaissent. L endommagement de la poutre témoin à Dunkerque a débuté avec des propagations des fissures dues au moment fléchissant. Ces fissures se propagent progressivement vers la face supérieure de la poutre, l'ouverture des fissures dépend de la charge appliquée. La rupture de la poutre PT1 DK est identique à la rupture de la poutre PT2 DK et de la poutre PT3 DK. Les ruptures des poutres témoins sont également dues au moment fléchissant, avec une rupture du béton comprimé au point de l'application de la charge. 81 kn 71 kn 71 kn 46 kn Figure V-28 : Fissuration d une poutre témoin (PT2DK) Figure V-29: Rupture de la poutre témoin à Dunkerque (PT3 DK) 148

149 5.2.2 Poutres renforcées par la lamelle Courbe charge/flèche La variation de la charge en fonction de la flèche des poutres renforcées par la lamelle et vieillies est donnée dans la Figure V-30. Pour les poutres PL1DK et PL2DK, les charges augmentent progressivement jusqu à une ouverture de fissures importantes à 150 kn et 140 kn respectivement. Les charges diminuent puis continuent d augmenter suite à cette ouverture jusqu à la ruine des poutres. Ce comportement n est pas observé pour les poutres en laboratoire. Charge (kn) Flèche (mm) Lamelle in-situ PL1 DK Lamelle in-situ PL2 DK Lamelle in-situ PL3 DK Figure V-30 : Courbes charge/déformation pour la poutre renforcée par la lamelle (Dunkerque) Les charges correspondant à l initialisation de la fissuration sont de 62kN, 63kN et 60 kn respectivement pour les poutres PL1 DK, PL2 DK, et PL3 DK. Leurs charges à la rupture sont de 148 kn, 149, et 151 kn respectivement. Tableau V-10: Résultats des essais sur les poutres renforcées par la lamelle stockéesen milieu marin à Dunkerque Poutre Charge d'apparition de la première fissure (kn) Charge à la rupture (kn) PL1 DK PL2 DK PL3 DK

150 Déformation Les courbes de déformation en fonction des charges appliquées pour la poutre PL3 DK sont présentées sur la Figure V-31. La jauge J1 montre un changement du comportement au niveau de la charge de 60 kn, charge de l apparition de la première fissure. On note également un changement de comportement pour la jauge J3 à un chargement d environ 72 kn. La jauge J2 placée sur la face comprimée de la poutre n a rien mesurée jusqu à la rupture. Les fissures ne sont pas situées dans le plan de la jauge. 160 J2 140 J4 Charge (kn) J3 J J1 J2 J3 J Déformation (µm/m) Figure V-31 : Courbes charge/déformation pour la poutre renforcée parla lamelle (Dunkerque) Fissuration et mode de rupture La répartition des fissures des poutres renforcées par la lamelle et exposées au milieu marin apparaît plus diffuse et les fissures sont répartie sur la longueur de la poutre (Figure V-32), comme dans le cas des poutres renforcées par la lamelle et stockées en laboratoire. L endommagement de la poutre a débuté avec des propagations des fissures dues au moment fléchissant. La rupture des poutres s est produite suite au décollement de la lamelle dans l interface béton/colle. Des petits morceaux du béton collés sur la couche de la colle peuvent être observés Figure V-32: Fissuration d une poutre renforcée par lamelle (Dunkerque) 150

151 5.2.3 Poutres renforcées par les barres Courbe charge /flèche Les résultats de la troisième série de poutres renforcées par des barres et exposées au milieu sont présentés dans la figure ci-après. La poutre PJ2 DK est renforcée en utilisant de la colle Sika 330, et les poutres PJ1 DK et PJ3 DK sont renforcées avec la colle Sika 30. Ces poutres présentent les mêmes comportements que celles renforcées par les barres et stockées en laboratoire. La rupture est brusque et soudaine, cela suggère une plus grande fragilité des poutres renforcées par les barres de carbone. Les valeurs des charges correspondant à l initialisation de la fissuration est de 60kN, 56 kn et 53kN respectivement pour les poutres PJ1 DK, PJ2 DK, et PJ3 DK. Leurs charges à la rupture sont respectivement de 183kN, 171kN et 176 kn. Une erreur s est produite lors de l enregistrement de la poutre PJ1DK lorsque la charge à atteint 138 kn, néanmoins, nous avons pu noter la valeur de la charge à la rupture qui est égale à 183 kn. Il n y pas de différence notable pour les poutres renforcées par la colle Sika 30 et Sika Charge (kn) PJ2 DK Sika 330 Joncs in-situ PJ1 DK Joncs in-situ PJ2 DK (Sika 330) Joncs in-situ PJ3 DK Flèche (mm) Figure V-33 : Courbes charge/flèche des poutres renforcées par les barres (Dunkerque) Déformation La Figure V-34 présente les courbes des déformations pour la poutre PJ2 DK. On observe un changement de comportement de la jauge J1 à environ 53 kn. Cette charge correspond à l apparition de la première fissure. 151

152 PJ2 DK Charge (kn) Déformation (µm/m) J1 J2 J4 J5 Figure V-34: Courbes charge/déformation pour la poutre renforcée par les barres (Dunkerque) Fissuration et mode de rupture Les ruptures des trois poutres se sont identiques. Nous présentons dans la Figure V-35la fissuration de la poutre PJ2 DK renforcée par insertion de barre de carbone. Comme dans les cas des poutres stockés en laboratoire, l endommagement de la poutre renforcée par des barres et exposées en milieu marin a commencé avec des fissures dues au moment fléchissant. De nouvelles fissures sont apparues au niveau des appuis inférieurs et se sont propagées vers le point d application du chargement. Il est possible d en déduire que la rupture finale de la poutre est due à l effort tranchant. La rupture se fait par l éclatement du béton d enrobage engendré par l effort tranchant, mettant les barres à nues Figure V-35: Fissuration d une poutre renforcée par les barres (PJ2 DK) 152

153 Figure V-36: Rupture de la poutre renforcée par les barres (Dunkerque) Barre de carbone Figure V-37: Mise à nus des barres de carbone 6. COMPARAISON DES POUTRES EN LABORATOIRE ET IN-SITU Les tableaux ci-dessous regroupent les résultats des essais de flexions réalisés pour les 18 poutres. 153