Microstructure de la pâte de ciment – Description des C-S-H

Microstructure de la pâte de ciment – Description des C-S-H

La microstructure de la pâte de ciment durcie est constituée de pores à différentes échelles, connectés ou non et de phases liquide et gazeuse présentes dans ces pores. Elle est constituée notamment des C-S-H et de la portlandite. Les quantités de C-S-H et de Ca(OH)2 dépendent essentiellement de la quantité de l’eau de gâchage. En moyenne, une pâte de ciment durcie ordinaire contient entre 50 et 70 % de C-S-H et environ 25 % de Ca(OH)2. Dans le cas des pâtes de ciment à haute performance, la quantité de phase C-S-H est encore plus importante, ce qui induit une augmentation de la résistance. Pour mieux comprendre l’évolution des C-S-H, le lien entre cette évolution et les variations macroscopiques mécanique (retrait, fluage par exemple), il existe différents modèles de description. Les plus connus sont les modèles de : Powers-Brownyard (Powers, 1958), Jennings (CM I et CM II) (Jennings, 2000), Feldman-Sereda (Feldman et Sereda, 1968). Mais, c’est le modèle proposé par Feldman et Sereda qui est généralement accepté pour expliquer la plupartdes comportements de la pâte de ciment.
Tel que présenté sur la Figure 1.1, le modèle de Feldman met en exergue une structure en couches des C-S-H dont les particules se présentent sous une forme de lamelles.

Eau dans la pâte de ciment hydraté et le béton

L’eau joue le rôle d’hydratant du ciment, mais également, elle est garante de la bonne maniabilité du béton frais, elle se retrouve sous plusieurs formes dans la pâte de ciment durcie.
Au jeune âge, on distingue généralement, selon la classification proposée par Powers et Brownyard (Powers et Brownyard, 1946) et reprise par Sierra (Sierra, 1974) trois types d’eau. Il s’agit de :
– L’eau chimiquement liée ou eau de constitution : elle est constituée de l’eau hydroxylique qui se forme par condensations des hydroxyles internes et superficiels, de l’eau moléculaire de cristallisation.
– L’eau adsorbée ou l’eau physiquement liée : elle est liée à la surface des pores solides du fait des forces intermoléculaires de Van Der Waals et de forces électrostatiques. La distinction entre physi et chimisorption dépend de la grandeur des énergies d’adsorption : quelques kilocalories pour la première et plus d’une dizaine pour la seconde (soit environ 0,4eV). Ces forces d’adsorption décroissent à mesure que l’on s’éloigne du solide. Ainsi, il est possible d’identifier les formes d’eau adsorbées à la surface des C-S-H : sur la face externe des lamelles de C-S-H, l’eau est adsorbée sur 6 couches au maximum (résultat qui lie la taille de la molécule de l’eau, soit 3 Å, à l’espace généralement disponible entre deux lamelles de C-S-H, soit 20 Å). L’espace interfeuillets est un espace très étroit (quelques Angströms) et ne peut donc accueillir qu’une à deux molécules d’eau. L’eau dans ces espaces est particulièrement rigidifiée et peut ainsi s’apparenter à de la glace (BaroghelBouny, 1994).
– L’eau libre ou capillaire : contenue dans les espaces inter granulaires, il s’agit de la forme condensée d’eau qui remplit le volume poreux dans les zones qui ne sont pas sous l’influence des forces d’adsorption. Les quantités des deux derniers types d’eau (eau libre, eau adsorbée) dépendent fortement de l’humidité relative régnant dans le réseau poreux.
Dans les pâtes de ciment durcies, ces eaux peuvent cohabiter ensemble.
Cependant, du point de vu identification et dosage, on se limite généralement à identifier eau évaporable et eau non évaporable :
– L’eau évaporable est considérée comme celle qui est éliminée après mise en équilibre de la pâte de ciment avec la glace (-79°C), elle comprend l’eau libre et l’eau adsorbée la moins liée.
– L’eau non évaporable est celle qui est retenue après cet équilibrage à -79°C. Elle comprend l’eau adsorbée la plus liée, l’eau interfeuillet et l’eau combinée de la structure.

Interface pâte-granulat du béton : ITZ ou auréole de transition

Dans le béton durci, un certain nombre d’interfaces entre la pâte de ciment et les autres constituants sont à distinguer. A partir des travaux de Maso en 1980, de Mindess en 1988 puis de Maso en 1993, il est à identifier 5 groupes d’interfaces. Ils sont cités par Larbi (Larbi, 1993) :
– Les interfaces entre les diverses phases qui composent la pâte de ciment y compris l’interface entre la pâte de ciment et le ciment non ou partiellement hydraté,
– L’interface entre la pâte de ciment et les particules hydratées ou non des matières pouzzolaniques,
– L’interface entre la pâte de ciment et les granulats,
– L’interface entre la pâte de ciment et les aciers,
– L’interface entre la pâte de ciment et certaines fibres éventuellement présentes dans le béton.
Dans notre revue, nous nous intéressons à l’interface entre la pâte de ciment et les granulats.
Cette interface appelée zone de transition interfaciale notée ITZ (Interfacial Transition Zone) ou « auréole de transition » est définie comme la liaison qui s’établit au cours de l’hydratation entre la matrice cimentaire et les granulats qu’elle enrobe (Larbi, 1993; Maso, 2004). Elle tire son origine de l’effet « mur » présenté à la Figure 1.2. Cet effet est schématisé par un objet solide plat placé au hasard dans un assemblage de grains de ciment ; cet objet couperait de travers les grains. Comme cela est impossible, l’assemblage des grains est perturbé pour donner une zone de plus grande porosité et des grains plus petits dans la zone proche des granulats (Scrivener et al., 2004).

Porosité et perméabilité de la pâte de ciment

Tout d’abord, il faut mentionner que c’est l’arrangement des différents produits de l’hydratation qui définit la porosité de la pâte de ciment. Ainsi, l’analyse de la microstructure de la pâte de ciment à partir de la porométrie mercure fait distinguer essentiellement deux types de pores : les pores capillaires et les pores des gels ou des hydrates (Powers, 1958). Les premiers (pores capillaires) sont de l’ordre de 1 μm et peuvent contenir de l’eau dans les conditions saturées.
Cette porosité peut être affectée par le rapport E/C. Les pores des gels ou des hydrates sont à l’échelle nanométrique (<10nm). La porosité relative aux hydrates est caractérisée par des vides plus petits, pratiquement non affectés par le rapport E/C et qui seraient donc une caractéristique intrinsèque des hydrates formés (Baroghel Bouny, 2008). La porosité intrinsèque du gel C-S-H serait d’environ 26 % (Powers, 1958); elle dépend du ratio initial E/C et des conditions de cure. Hansen propose un même ordre de grandeur de cette porosité d’environ 28 % (Hansen, 1986). Dans de tels solides, la taille des pores peut être exprimée en termes de rayon hydraulique qui est le rapport entre section mouillée et périmètre mouillée (Powers, 1958). Connaissant la porosité de la pâte de ciment et la surface spécifique du gel qu’elle contient, on peut calculer le rayon hydraulique. Les mesures ont montré que le coefficient de perméabilité du gel lui-même est d’environ 7 10-11 darcys. La perméabilité de l’ensemble de la pâte dépend surtout de sa porosité capillaire du fait que la résistance à l’écoulement des cavités capillaires est plus petite que celle du gel.
En substance, cette revue de la littérature a permis de montrer que la perméabilité des matériaux granulaires dépend de la porosité, de la taille et de la forme des pores. Dans le cas d’un béton, cette porosité prend des formes diverses (porosités des granulats et de la pâte de ciment, auréoles de transition, voire, comme cela sera exposé par la suite dans le cas de béton dans une structure en service, fissuration). Les phénomènes de transport dans les bétons en sont rendus d’autant plus complexes à appréhender.

Problématique

Mesure des fuites sur site

Présentation du bâtiment réacteur et nomenclature des fuites mesurées

Il est important de s’approprier au préalable la terminologie relative à la description des bâtiments réacteurs et de se familiariser avec le vocabulaire consacré à la mesure de fuites sur site.
Le bâtiment réacteur des centrales nucléaires de production d’électricité à double paroi est constitué de deux enceintes de confinement (Figure 1.1). Ces enceintes sont formées d’un fût cylindrique surplombé d’un dôme. L’enceinte externe est en béton armé, l’enceinte interne en béton armé précontraint comme le présente la Figure 1.1

Evaluation des fuites au laboratoire et transposition des résultats sur site

Problème de l’évaluation des fuites au laboratoire

Au laboratoire, il est relativement facile de mesurer les fuites (ou la perméabilité) à l’entrée et la sortie d’un échantillon de matériau soumis à un gradient de pression. La difficulté réside dans le fait que pour déterminer la perméabilité du béton au laboratoire, on dispose de plusieurs techniques de mesure qui n’aboutissent pas aux mêmes valeurs de perméabilité pour un même échantillon donné. Il se pose alors la question de savoir quelle valeur peut être considérée comme caractéristique du matériau testé.
De même, il existe peu de techniques non destructives de mesure de la perméabilité. Pour rester dans l’orientation du projet ENDE de développer de nouvelles techniques non destructives d’auscultation du béton, nous avons procédé dans notre étude à une analyse comparative de techniques destructives et des techniques non destructives de mesure de la perméabilité.

Problème de transposition des résultats de laboratoire à la prédiction des débits de fuite sur site

Le gros problème de transposition des résultats de laboratoire à la prédiction des débits de fuite sur site reste la représentativité des éprouvettes testées au laboratoire. En fait, les essais au laboratoire sont généralement faits sur des éprouvettes de béton d’épaisseur 5 cm. Dans le cadre global du projet ENDE, la solution apportée à ce problème a été de considérer des corps d’épreuve prismatiques de type « dalle » de dimensions 50x25x12 cm3 . Ce choix a été fait pour représenter au laboratoire le béton de site. Une mini enceinte nucléaire à l’échelle 1/3 d’une enceinte réelle nommée « enceinte VeRCoRs » est également utilisée pour les expérimentations et devrait permettre de valider les approches qui sont proposées.
Cependant, augmenter la taille des éprouvettes de laboratoire est insuffisant pour répondre totalement à cette problématique de représentativité. En effet, les conditions environnementales et l’hétérogénéité du béton sur site (avec par exemple la présence de reprise de bétonnage, armatures, précontrainte, déformations bridées) sont également responsables de problèmes de représentativité entre laboratoire et site. Une meilleure prédiction des taux de fuites nécessite la combinaison entre des expérimentations aussi représentatives que possible et des modélisations numériques complètes de l’enceinte avec une représentation avancée de la microstructure du béton. Cette problématique est abordée dans le projet MACENA inscrit lui aussi dans le cadre du Programme d’Investissement d’Avenir (PIA) 2012. Nos résultats pourront être intégrés dans les études du projet MACENA pour permettre une meilleure évaluation du comportement global des enceintes (Asali, 2016; Chhun, 2017).
Dans notre étude, ces considérations géométriques des éprouvettes testées feront l’objet d’une partie importante de l’analyse. Il sera ainsi question d’analyser la capacité de nos lois d’évolution établies généralement sur des corps d’épreuve de petites dimensions (cylindre 15 x 5 cm2 ) à aboutir à des résultats comparables à ceux obtenus sur les dalles du projet ENDE puis sur l’enceinte VeRCoRs.
En résumé les problèmes identifiés sont :
– L’épreuve enceinte est potentiellement « sollicitante » à long terme, d’où l’utilité de développer des approches non destructives de diagnostic des enceintes nucléaires
– La mesure de perméabilité au laboratoire et/ou sur site conduit à des résultats différents, d’où la nécessité de procéder à une étude de normalisation.
– Le critère de régime permanent n’est pas forcément vérifié, d’où l’importance de proposer des solutions analytiques afin d’évaluer le régime au cours des essais.
– Les zones d’études considérées présentent différentes hétérogénéités (teneur en eau, dégradation mécanique, thermique) dont les conséquences sur la perméabilité doivent être quantifiées.
– Des hétérogénéités comme les interfaces acier béton peuvent modifier les mécanismes d’écoulement du gaz dans le béton armé, notamment lorsque celui-ci est relaxé de sa précontrainte. Il est important d’élucider le rôle de ces interfaces sur les mécanismes de transfert en milieux poreux. Pour introduire le plan détaillé de notre mémoire, nous présentons le contenu du projet ENDE

Descriptif du projet ENDE et de la thèse ENDE-LMDC

Présentation du projet ENDE

Objectifs du projet ENDE

Les évaluations par CND que le projet ENDE propose ont pour objectifs de caractériser le béton
à travers les indicateurs suivants :
– Le module d’élasticité,
– La porosité,
– La teneur en eau,
– L’endommagement du béton,
– L’évolution de la précontrainte dans le béton,
– La variabilité spatiale de ces paramètres sur des zones ciblées,
– Les dimensions et l’ouverture d’une fissure sous sollicitation évolutive,
– Le débit de fuite potentiel du béton ausculté.

Présentation de la thèse ENDE-LMDC

Définition des états du béton étudié dans le cadre de la thèse ENDE-LMDC

La thèse ne va pas au-delà des états du béton étudiés dans le cadre du projet ENDE. Cependant lors des expérimentations menées dans le cadre du projet, seule une technique de mesure de la perméabilité a pu être utilisée. En effet, les essais avec toutes les méthodes CND (Ultrasons Surface – surface Velocity gradient, Ultrasons Rétrodiffusés, Impact-écho, Radar, Capacité grande électrode, Résistivimètre etc.) sont effectués au LMDC sur une période courte, tous les laboratoires intervenant en même temps sur les mêmes éprouvettes. L’accessibilité des dalles durant les expérimentations a été alors particulièrement compliquée. Pour cela, l’ensemble du programme expérimental a été repris dans le cadre de la thèse ENDE-LMDC sur des éprouvettes de taille réduite. Il faudra donc valider les équations proposées pour ces éprouvettes sur les résultats des dalles du projet ENDE puis sur les mesures de l’enceinte VeRCoRs.

 Objectifs et résultats attendus

Actuellement, la détermination de la perméabilité du béton dans le monde du génie civil ne fait pas l’objet d’un consensus et le contexte normatif est peu défini (NF EN 1779, 1999). La méthode utilisée pour imposer le transfert du gaz (pression ou dépression) ne conduit pas à une valeur identique de perméabilité. Afin d’obtenir des résultats représentatifs et comparables en laboratoire et sur site, des outils pour unifier la perméabilité sont donc nécessaires. Par ailleurs, l’étude de la perméabilité et des propriétés mécaniques du béton au laboratoire n’est pas toujours représentative des conditions de sollicitations sur site (un béton saturé à 100% en eau n’aura pas la même réponse à une élévation de température de 200°C qu’un béton sec). Le couplage entre sollicitation thermique et l’état hydrique initial du béton doit donc être approfondi. L’évolution de la micro structure du matériau béton en fonction de sollicitations externes (hydrique, thermique, mécanique) a été étudiée (Burlion, Yurtdas, et al., 2003;
Choinska, 2006; Picandet, 2001). Notre étude utilisera les informations disponibles sur l’évolution de cette micro structure pour expliquer les évolutions des propriétés de transfert et mécaniques étudiées à l’échelle du matériau.
Par ailleurs, on note une différence majeure entre une grande partie des études en laboratoire et le site : il s’agit de la présence d’armatures dans les ouvrages. Le mécanisme de transfert dans le béton armé est ainsi peu développé et l’impact des armatures n’est pas clairement quantifiable.
Enfin, peu d’études analysent le lien entre les propriétés de transfert du béton et ses propriétés diélectriques ce qui pourrait être la voie pour une caractérisation non destructive de la fuite.
Les résultats attendus de cette étude sont donc de répondre à l’ensemble des points précédemment cités.
Pour étudier les différentes interactions entre la perméabilité et les différents facteurs influents, il a été retenu de travailler sur une seule formulation de béton. Nous présentons alors le matériau étudié dans notre travail.

Matériau d’étude

Dans le cadre du projet ENDE, un seul béton a été formulé et étudié. Pour cela nous présentons dans ce chapitre introductif sa formulation, le conditionnement des éprouvettes utilisé dans cette étude et la nomenclature générale des éprouvettes. Nous recommandons aux lecteurs de se référer à la nomenclature générale au cours de la lecture.

Formulation du béton étudié et propriété des gâchées

Formulation du béton

La formulation a été faite pour que le béton étudié soit représentatif des bétons de site (à base de CEM I) aussi bien du point de vue mécanique (résistance) que du point de vue des transferts (porosité). Notre travail étant inscrit dans le cadre global du projet ENDE, seule cette formulation de béton telle que présentée dans le tableau 1 est étudiée. Les fiches techniques des composants (ciment, sable, gravier) sont présentées en Annexe N°2.

Représentativité des différentes gâchées

L’analyse des valeurs du Tableau 1.4 montre que les propriétés des gâchées en dehors de la gâchée G4 sont analogues à celles du béton sur site. La gâchée G4 diffère des autres du fait d’une erreur de dosage en eau au moment du coulage. Cette gâchée ne servira donc pas à l’étude des interactions entre la perméabilité et les différents endommagements. Elle servira à l’étude des techniques de mesure de la perméabilité et à l’étude de l’impact des aciers sur la perméabilité.

Coulage et prélèvement des éprouvettes

A chaque gâchée, et en fonction des besoins, nous avons utilisé des moules 50 x 25 x 12 cm3 pour les dalles, des moules 15 x 20 cm qui serviront de prélever par sciage les éprouvettes 15 x 5 cm (avec ou sans acier), des moules 11 x 22 cm et des moules 12 x 24 cm. Les éprouvettes prélevées par sciage d’autres éprouvettes sont prélevées suivant le sens du coulage afin d’éviter les potentielles causes d’anisotropie de la perméabilité. Chaque chapitre précisera en cas d’ambiguïté le prélèvement des éprouvettes.
Nous présentons maintenant la cure appliquée au béton et le conditionnement des échantillons, du moment du coulage jusqu’au moment de la réalisation des essais.

Conditionnement : cure appliquée, séchage et homogénéisation

A chaque gâchée, le béton est coulé dans des moules en carton et/ou en plastique et vibré. Les moules sont recouverts de film plastique pour éviter l’évaporation de l’eau et ils sont stockés ainsi dans une chambre humide à 20 ± 2°C durant vingt-quatre (24) heures.
Avec k : perméabilité ; Rc – Résistance en compression ; E – module élastique, Sr – degré de saturation ; T – température ;  − utilisé pour désigner un endommagement mécanique.

Lecture des nomenclatures 

– kSrGj-si : Eprouvette numéro i de la gâchée Gj (G4, G6 ou G7) pour mesure de la perméabilité à différents états de saturation (Sr = 00, 3, 10, 20, 30, 45, 60, 70, 100%). La lettre  »s » signifie que la même éprouvette est testée à différents états de saturation. En absence de  »s » l’éprouvette a été testé à un seul état de saturation comme k30T200G7-1 : éprouvette numéro 1 à Sr = 30% pour mesure de k après choc thermique à 200°C.
– 00GjT105-i : éprouvette k00Gj-si à Sr = 00% et séchée à 105°C durant 10 jours supplémentaires (étude de l’impact du séchage à 105°C sur la perméabilité)
Les éprouvettes kSrG4-si (Chapitre 1) sont les mêmes que SrG4-Ri (Chapitre 4). La lettre R a été utilisé dans le chapitre 4 pour signifier « Référence, sans acier » afin de marquer la différence avec les SrG4-Aj.i qui désignent les éprouvettes Armées (avec acier incorporé Aj = A2, A3 ou A5). Note : Il arrive que dans un chapitre une seule gâchée soit utilisée, c’est le cas du chapitre 4, on utilisera la nomenclature réduite SrRi et SrAj-i. démoulés puis conservés dans l’eau de chaux dès leur démoulage. La durée de cette cure à l’eau est fixée à 60 jours minimum ce qui permet d’obtenir un matériau relativement stable vis-à-vis de l’hydratation (Waller, 1999). Après cette cure et jusqu’au prélèvement pour le conditionnement, les éprouvettes sont laissés dans l’eau de chaux afin de les maintenir à l’état saturé. Les éprouvettes destinées à la même tâche sont toujours sorties de l’eau à la même date. Toutes nos mesures de perméabilité ont été faites sur des éprouvettes à des états de saturation donnés. Pour atteindre ces états de saturation, il est nécessaire de procéder à un préconditionnement du matériau : ce pré-conditionnement est en général un séchage visant à enlever toute ou une partie de l’eau contenue dans le réseau poreux (Carcassès et al., 2001). Le séchage à l’étuve est nécessaire car un séchage naturel à l’air libre ou en humidité contrôlée est très lent (Care et Derkx, 2011) et ne permet pas d’ailleurs de couvrir une large plage de degrés de saturation. Pour argumenter et comparer les protocoles disponibles, nous précision les exigences qui doivent être respectées :
– Rapide et facile à réaliser,
– Prendre en compte une large plage de degrés de saturation,
– Minimiser la modification de la structure poreuse du matériau,
– Assurer une distribution homogène de l’humidité et éviter tout échange d’humidité avec l’environnement une fois que l’équilibre est atteint.
Nous présentons maintenant les différents protocoles de pré-conditionnement présents dans la littérature (AFPC-AFREM, 1997; Antón et al., 2012; Carcassès et al., 2001; RILEM TC 116- PCD, 1999; Zhang et Zhang, 2014) et celui que nous avons suivi dans nos travaux pour satisfaire aux exigences précédemment mentionnées.