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Chapitre 2 Revue de la documentation

Table des matières

La réparation d’un élément en béton fait généralement intervenir deux matériaux très différents. D’une part, il y a le substrat, qui date normalement de plusieurs années et qui est considéré stable du point de vue volumétrique. D’autre part, il y a le matériau d’apport ou de réparation qui subira d’importants changements volumétriques au cours de ses premières années d’exposition à l’air libre. Deux types de réparation peuvent être effectués: une reconstruction partielle ou une réparation mince. Dans le premier cas, l’état de la structure est tel que ses capacités sont réduites et elle n’est plus sécuritaire. Une partie importante de béton, qui est détérioré, doit alors être enlevée. La reconstruction partielle peut exiger l’utilisation d’étaiements afin de pouvoir enlever le béton de façon sécuritaire et des barres d’armatures sont ajoutées dans la partie reconstruite. Dans le second cas, la réfection se limite à enlever le béton détérioré sur une profondeur de quelques millimètres, soit entre 25 et 100 mm, et à le remplacer par un nouveau béton, avec ou sans ajout d’armature, afin de retrouver l’aspect esthétique de la structure d’origine [Saucier, 1990].

Les propriétés mécaniques du matériau de réparation et du substrat peuvent également être différentes. Pour ces raisons, certains chercheurs, dont Emmons et coll. [1994], considèrent que le système de réparation constitue un composite dont la résistance de l’interface est fonction des propriétés du substrat, du matériau de réparation et de la préparation de surface. Les facteurs environnementaux, comme la température, jouent également un rôle important dans la qualité de l’interface. Tous ces éléments font en sorte que l’interface représente au niveau microscopique une zone de transition entre les deux phases du système de réparation, caractérisée par une porosité plus élevée que la matrice de pâte de ciment. Ainsi, plutôt que de parler d’un système à deux phases, Emmons et coll. [1994] préfèrent plutôt considérer un système composé de trois phases. La performance à long terme de ce système est gouvernée par les propriétés du matériau de réparation, de la zone de transition et du substrat, tel que schématisé sur la figure 2.1.

Puisque l’interface est potentiellement la zone de plus faible résistance, elle est responsable de la viabilité du système de réparation. L’intensité de l’adhésion entre la réparation et le substrat est caractérisée quantitativement par une mesure de l’adhérence, obtenue par la force ou l’énergie nécessaire pour séparer les deux composantes [Courard, 1999]. L’adhérence de la réparation dépend des mécanismes d’adhésion qui se développent dès les premières heures de la mise en place du matériau de réparation. Les mécanismes qui interviennent dans le cas de matériaux cimentaires sont présentés à la section 2.1.3. Plusieurs normes exigent des adhérences minimales et certaines recommandations dépendent du type de revêtement utilisé. La norme canadienne CAN/CSA A.23.2-6B [2001] recommande une adhérence minimale de 0,9 MPa dans le cas des bétons de réparation.

Dans le cadre général du collage, l’observation du comportement de matériaux non poreux a permis d’énoncer plusieurs théories qui mettent à jour les forces en jeu [Courard, 1999]. Les mécanismes d’adhésion qui en découlent se regroupent sous deux principales catégories : l’adhésion mécanique et l’adhésion spécifique. La seconde catégorie comprend les forces intermoléculaires, la thermodynamique et les liaisons chimiques.

Plusieurs études ont été réalisées afin d’évaluer les paramètres qui peuvent intervenir et influencer l’adhérence des réparations. Cette partie de la revue de la documentation présente un bref résumé de ces études.

Une préparation de surface est réalisée afin d’enlever le béton détérioré et nettoyer la surface sur laquelle le matériau de réparation sera coulé. La préparation doit être effectuée avec minutie puisque le lien entre le substrat et le matériau de réparation en dépend. Il existe plusieurs méthodes qui permettent d’effectuer la préparation de surface : le marteau pneumatique, la projection de particules (billes d’acier ou sable), le jet d’eau sous pression (hydrodémolition), etc. Le choix de la méthode dépend non seulement de l’importance des travaux de préparation de la surface et de la texture désirée, mais également du type d’élément en béton à réhabiliter (surfaces verticales, surplombantes...) et des conditions en chantier. La préparation procurera à la surface une rugosité qui peut varier de quelques millimètres à plus d’une dizaine.

Felt est l’un des premiers chercheurs à avoir réalisé des études concernant l’influence de la préparation de surface sur l’adhérence des réparations en béton. Dans un rapport publié en 1956, Felt y présente des résultats d’essais d’adhérence en cisaillement qui semblent démontrer une légère influence de la rugosité de surface du substrat. En effet, ces résultats démontrent que l’utilisation d’un marteau-piqueur permet d’obtenir une surface pour laquelle l’adhérence en cisaillement est supérieure à une surface préparée au jet de sable. Toutefois, les meilleurs résultats ont été obtenus en utilisant une préparation à l’acide muriatique (27,9% de HCl), cette dernière procurant une surface moins rugueuse que les deux méthodes de préparation précédentes. Selon Felt [1956], ces divergences peuvent être attribuables à l’arrondissement des angles de la surface dans le cas du jet de sable et à l’endommagement du substrat par le marteau-piqueur. Il en conclut que la rugosité de surface a un rôle beaucoup moins important dans l’obtention d’une bonne adhérence comparativement aux deux facteurs suivants : (1) la résistance et l’intégrité du substrat et (2) la propreté de la surface de celui-ci.

Silfwerbrand [1990] a également observé l’influence de l’intégrité du substrat dans un système de réparation. Pour deux préparations procurant des rugosités similaires, soit l’hydrodémolition et le marteau pneumatique, il a obtenu des adhérences en traction plus élevées avec la première, la seconde entraînant des fissures dans le substrat. Hindo [1990] et Silfwerbrand [1990] ont également constaté la diminution de la quantité de microfissures engendrées par la méthode de préparation en utilisant le jet de sable. D’après les observations de Hindo [1990], la zone endommagée peut s’étendre jusqu’à une profondeur d’environ 9 mm à partir de la surface préparée dans le cas de marteaux pneumatiques. Les ruptures sont également survenues plus souvent à l’interface pour le marteau pneumatique, soit dans 31% des cas comparativement à 7% pour l’hydrodémolition.

Silfwerbrand [1990] a également remarqué que l’adhérence des réparations semble être influencée par la rugosité de la surface. Des surfaces sablées ont offert une meilleure adhérence que les surfaces hydrodémolies, alors que leur rugosité était plus faible. Les surfaces sablées ont démontré cependant un pourcentage de rupture à l’interface plus élevé.

Contrairement à ce que Felt et Silfwerbrand ont observé, Talbot et coll. [1994] ont noté qu’une bonne adhérence et durabilité de la réparation en traction sont obtenues avec des surfaces rugueuses. En effet, les essais de vieillissement accélérés ont démontré qu’entre deux et six mois, aucune perte significative d’adhérence en traction n’a été constatée pour des surfaces hydrodémolies ou préparées au marteau pneumatique suivi du jet de sable. Toutefois, une faible adhérence a été obtenue avec le marteau pneumatique employé seul. Pour leur part, les surfaces meulées et préparées au jet de sable ont présenté une perte de résistance avec le temps.

Selon certains chercheurs, l’adhérence de la réparation ne serait pas seulement attribuable à la rugosité et à la présence ou non de fissures sur la surface du substrat. Hindo [1990] avance que les adhérences élevées avec l’hydrodémolition seraient également attribuables à l’augmentation du pourcentage de micropores dans la pâte de ciment, accroissant ainsi la surface de contact. Wells et coll. [1999] soulignent également que la structure poreuse se doit d’être ouverte afin de permettre une pénétration suffisante du béton plastique et assurer un maximum de liens mécaniques.

Afin d’assurer une bonne adhérence ainsi que la durabilité de la réparation, la compatibilité entre la réparation et le substrat doit être assurée. Emberson et Mays [1990] ont établi des recommandations générales pour les matériaux de réparation sur substrat en béton. Les paragraphes qui suivent en présentent quelques-unes.

Dans un premier temps, Emberson et Mays suggèrent que le matériau de réparation possède des résistances en compression, traction et flexion qui excèdent celles du substrat. Règle générale, cette recommandation est respectée pour la plupart des matériaux de réparation [Morgan, 1996]. Dans un second temps, ils recommandent que le matériau de réparation soit caractérisé par un module d’élasticité semblable à celui du substrat afin d’éviter la formation de concentrations de contraintes à l’interface. Cusson et Mailvaganam [1996], Lamontage et coll. [1995] ainsi que Morgan [1996] vont dans le même sens. Il est vrai qu’une sollicitation en flexion entraîne une discontinuité dans le profil des contraintes normales au niveau de l’interface. Toutefois, ce saut ne désigne pas une concentration de contraintes, mais d’une variation subite pour satisfaire à la compatibilité des déformations [Bissonnette, 1996]. De plus, selon Bissonnette [1996], une différence de rigidité entre les deux matériaux liés n’entraîne pas une augmentation du cisaillement au niveau de l’interface. Certes, un changement est observable dans le profil des contraintes de cisaillement, mais l’interface n’est pas sollicitée davantage.

Toutefois, dépendant de la rigidité des deux matériaux, l’axe neutre ne sera pas situé au même endroit, une rigidité plus élevée de la réparation entraînant un axe neutre plus près de l’interface. Une partie plus importante des efforts est alors transmise à la réparation. En ce sens, il semble donc préférable d’avoir un module d’élasticité plus faible pour le matériau de réparation que celui du substrat. Il ne faut toutefois pas négliger la résistance en traction du béton. En effet, comme le mentionne Bissonnette [1996], ce n’est pas l’intensité absolue des contraintes qui est importante, mais bien le niveau de contrainte (rapport contrainte/résistance).

Le matériau de réparation doit également posséder un potentiel de retrait modéré, puisque le substrat restreint le développement du retrait, ainsi qu’un coefficient d’expansion thermique se rapprochant de celui du substrat. Si tel n’est pas le cas, alors des contraintes à l’interface pouvant largement dépasser la résistance en traction du matériau de réparation sont induites. Cette recommandation est d’ailleurs reprise par plusieurs chercheurs, dont Saucier [1990], Cusson et Mailvaganam [1996], Emmons et coll. [1994] et Bissonnette [1996]. La figure 2.5 schématise les divers problèmes qui peuvent survenir suite au retrait différentiel entre le matériau de réparation et le substrat.

Afin de s’adapter aux mouvements différentiels sans se fissurer ou se désolidariser, le matériau de réparation doit faire preuve d’une « déformabilité totale » suffisante. Cette déformabilité repose sur les trois termes présentés entre parenthèses dans l’équation 1 [Saucier, 1990], qui représente le bilan des déformations (Σdéf) dans un béton en cours de séchage en condition isotherme :

(1)

où :

ε retrait = déformation du retrait;

ε élast = déformation élastique;

ε fluage = déformation différée par fluage;

ε microfiss = déformation par microfissuration.

Les paragraphes précédents ont montré que bien des critères doivent être satisfaits pour permettre une bonne adhérence et une bonne durabilité de la réparation. Il semble difficile à première vue d’être en mesure de satisfaire à chacun d’eux. Toutefois, l’ensemble des travaux consultés soulignent que, peu importe le type de matériau de réparation et la composition de celui-ci, la grande majorité des réparations présentent un bon comportement à long terme [Emberson et Mays, 1990; Langlois et coll., 1994; Talbot et coll., 1994].

En laboratoire, des essais de compression et de fendage sont souvent réalisés afin de déterminer respectivement les résistances en compression et en traction du béton. Sur chantier toutefois, la réalisation de ces essais nécessite le prélèvement de carottes afin de les tester en laboratoire. Pour simplifier l’évaluation de ces propriétés, divers essais in situ, certains destructifs d’autres non, ont été développés au cours des dernières années. Dans le présent travail, des essais destructifs réalisés à l’aide d’appareils portatifs ont été effectués. Selon le cas, ces essais permettent d’évaluer soit la résistance du béton en place (cohésion), soit l’adhérence d’une réparation.

La cohésion traduit l’existence de forces particulières entre les macromolécules ou les molécules et explique les caractéristiques du produit final [Couvrat, 1990]. En fait, la cohésion d’un béton est directement liée à l’adhésion de la pâte de ciment sur le granulat ainsi qu’à l’enrobage du sable et des granulats par cette même pâte [Courard, 1999]. In situ, la cohésion du béton est le plus souvent évaluée par l’entremise d’essais d’arrachement : pull-off et pull-out.

Un essai pull-out consiste à arracher une pièce métallique ancrée dans un élément en béton. Une fois détachée, la pièce est composée d’un fragment de béton de forme conique. La force d’arrachement nécessaire pour retirer le cône de béton est ensuite corrélée à la résistance en compression du béton, obtenue expérimentalement. Il y a trois principales variantes pour ce type d’essai :

L’essai pull-out noyé (« Lok-test ») qui utilise une tige d’acier composée d’une extrémité élargie noyée dans le béton frais. La force de traction maximale exercée sur celle-ci permet d’évaluer la résistance du béton et de déterminer, par exemple, le moment où il est possible de décoffrer et permettre la circulation des véhicules. Les normes ASTM C900 [1999] et BS 1881 : partie 207 [1992] définissent cet essai.

L’essai pull-out foré (« Capo-test ») s’apparente à celui noyé, à la différence qu’il est réalisé sur un ouvrage en béton existant. La même surface de béton est sollicitée en insérant une tige d’acier dans un forage de 18,3 mm de diamètre. Toutefois, afin de confiner le béton, une rainure de 25 mm de diamètre est réalisée pour permettre l’expansion d’un anneau introduit sur la tige d’acier. L’expansion de l’anneau est réalisée par l’application d’un couple de torsion et assure le confinement du béton. La figure 2.8 illustre cet essai. Les mêmes normes que celles de l’essai pull-out noyé régissent cet essai.

• L’essai «  Internal fracture » permet également d’évaluer le béton durci par l’entremise d’un ancrage expansif inséré à une profondeur de 20 mm, tel que représenté sur la figure 2.9 selon la norme britannique BS 1881 : Part 207 [1992]. Il présente l’avantage d’être réalisé rapidement et l’équipement nécessaire est peu coûteux. Toutefois, selon Bungey et Soutsos [2001], les résultats obtenus avec cet essai sont très variables.

L’essai au marteau Schmidt, ou essai au scléromètre, est également un essai qui permet d’évaluer la résistance du béton in situ. L’essai au marteau Schmidt évalue la résistance en compression du béton par le rebond d’une masse élastique (marteau). La masse, montée sur un ressort, «  a une quantité potentielle fixe d’énergie qui lui est transmise par un ressort tendu à partir d’une position fixe, ce que l’on obtient en pressant la tête du marteau contre la surface du béton mis à l’essai » [Neville, 2000]. Une fois cette masse relâchée, elle rebondit depuis la tête, qui est toujours en contact avec la surface, et un indice de rebondissement indiqué par un curseur le long d’une règle graduée est obtenu. La calibration de l’appareil permet de corréler cet indice à la résistance en compression du béton. La figure 2.10 permet de visualiser cet appareil.

Malgré le fait que l’essai au marteau Schmidt est très simple à réaliser, il présente plusieurs inconvénients. Dans un premier temps, il est sensible aux variations locales dans le béton. Par exemple, si la tête du marteau est appuyée sur un granulat, l’indice de rebondissement sera plus élevé que s’il est situé sur un vide. Dans un second temps, la tête du marteau doit toujours être perpendiculaire à la surface du béton, ce qui n’est pas facilement réalisable. De plus, la position du marteau par rapport à la verticale influencera l’indice de rebondissement, la gravité agissant sur le déplacement de la masse du marteau [Neville, 2000].

Dans le domaine de la réfection des structures, le seul outil recommandé et régulièrement utilisé afin de déterminer la qualité d’une surface préparée est celui produit par l’International Concrete Repair Institute (ICRI). Il s’agit de déterminer à quel modèle de profils de surface, numérotés de 1 à 9 dans l’ordre croissant de la rugosité, correspond la surface. Ces profils sont présentés à la figure 2.11.

En pratique, il n’est pas toujours facile de déterminer à quel profil correspond une surface car la perception des formes de l’œil humain a ses limites. Il est donc préférable de recourir à des méthodes plus systématiques et plus objectives et qui permettent de caractériser, de manière quantitative, la rugosité d’une surface sans l’intervention du jugement humain. Cette section présente différentes méthodes qui caractérisent de manière quantitative la rugosité d’une surface.

Dans une étude conduite en 1995, Austin et coll. ont modélisé un système de réparation soumis à un essai pull-off avec l’appareil « Limpet ». Une analyse élastique a été considérée pour un matériau de réparation et un substrat caractérisés par les propriétés mécaniques présentées dans le tableau 2.2.

La figure 2.16 permet de visualiser la distribution des contraintes de traction à l’interface du système de réparation pour trois profondeurs de carottage dans le substrat ( ds ). Il est possible d’observer que les contraintes sont toujours plus élevées en périphérie qu’au centre de la carotte. De plus, les contraintes à la périphérie du carottage sont beaucoup plus élevées pour un ds de 2 mm comparativement à un ds de 10 ou 15 mm. Ces résultats indiquent donc qu’une diminution de la profondeur de carottage entraînera une distribution non uniforme des contraintes très importantes à l’interface. Ce déséquilibre provoquera donc une sous-évaluation de l’adhérence de la réparation.

Austin et coll. [1995] ont également réalisé des essais en laboratoire afin de vérifier la validité des calculs par éléments finis. Les résultats de ces essais, présentés dans le tableau 2.3, démontrent que la contrainte de rupture pour un carottage de 2 mm dans le substrat est environ 15 % plus faible que celle pour un carottage allant jusqu’à 15 mm dans le substrat, quel que soit le type de préparation de surface utilisé.

Vaysburd et McDonald [1999] ont également remarqué l’influence de la profondeur de carottage lors de l’évaluation de l’adhérence en traction de réparations. Les calculs par éléments finis ont porté sur trois différents matériaux de réparation de 75 mm d’épaisseur et des profondeurs de carottage de 13, 25 et 38 mm dans le substrat. Ils ont montré qu’un carottage peu profond dans le substrat entraîne des concentrations de contraintes significatives et sous-estime la résistance réelle de l’interface. Pour éviter la présence de contraintes élevées à l’interface, Vaysburd et McDonald concluent que la profondeur minimale de carottage sous l’interface doit être la valeur la plus élevée entre 25 mm ou la moitié du diamètre de la surface sollicitée. De plus, des différences ont été observées entre les calculs théoriques par éléments finis et les comportements sur le terrain. Ils attribuent de tels écarts principalement à cinq facteurs : la présence de défauts dans le système, le relâchement des contraintes causé par la déformation du matériau, la probabilité que la zone la plus faible ne corresponde pas à celle où les contraintes sont les plus élevées, la sensibilité relative de l’appareil de mesure au taux de chargement et la déviation par rapport à la normale de la surface [Vaysburd et McDonald, 1999].

Austin et coll. [1995] ont également réalisé des calculs par éléments finis, relativement à l’effet engendré par la divergence des propriétés des deux matériaux dans un système de réparation, dont le module d’élasticité et le coefficient de Poisson. Pour examiner l’influence de ces deux propriétés, ils ont défini un paramètre β  :

(2)

En considérant ce paramètre, Austin et coll. ont observé que plus la valeur de ce paramètre est élevée, plus les contraintes de traction sont importantes en périphérie du carottage, comme il est possible de le constater sur la figure 2.17.

Ces résultats démontrent donc qu’il faut une différence importance des propriétés mécaniques des matériaux composant le système de réparation pour qu’il y ait une augmentation importante des contraintes à l’interface. Toutefois, il n’est pas dit qu’une divergence élevée entraînera automatiquement une mauvaise adhérence de la réparation. À preuve, malgré les grandes divergences entre les modules d’élasticité des matériaux utilisés afin de réaliser les essais de pull-off, soit les pastilles d’acier, l’adhésif époxy et le béton, le système peut générer des adhérences élevées.

La revue de documentation a permis de constater que plusieurs chercheurs ont étudié l’effet des méthodes de préparation de surface sur l’adhérence des réparations. En effet, tous les travaux notent l’importance de l’intégrité du substrat afin d’obtenir une bonne adhérence. Cependant, aucune étude n’a porté d’attention à l’évaluation de la résistance des surfaces suite à la préparation de la surface étant donné qu’aucune méthode de caractérisation n’est disponible, à l’exception de l’essai au marteau Schmidt. Neville [2000] ne recommande toutefois pas l’utilisation de cet essai sur un béton à texture ouverte (non lisse), puisque la propagation de l’onde s’en trouve affectée. De plus, les travaux effectués ne démontrent pas clairement le rôle de la rugosité de surface sur l’adhérence des réparations. Il apparaît donc essentiel de développer une méthode permettant d’évaluer la résistance des surfaces préparées afin d’évaluer son effet sur l’adhérence des réparations. La réalisation d’essais d’adhérence permettra également de vérifier si la rugosité de surface joue un rôle significatif sur la qualité du lien entre la réparation et le substrat.

© Normand Bélair Jr, 2005