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.

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.

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].

Cette méthode peut également être utilisée afin d’évaluer l’adhérence en traction des réparations. Dans ce cas, le carottage doit atteindre le substrat jusqu’à une profondeur établie selon la norme utilisée. Par exemple, la norme canadienne exige un carottage minimal de 30 mm dans le substrat [CAB/CSA A23.2-6B, 2001], alors que la norme européenne prEN 1542 [1994] recommande au moins 15 mm. Certaines normes mentionnent des valeurs seuil de cohésion qui seraient caractéristiques d’une bonne adhérence de la réparation. Le tableau 2.1 présente un résumé de celles-ci.

 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.

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].

Abu-Tair et coll. [2000] ont également utilisé cette technique, mais avec des aiguilles plus petites et plus rapprochées. De plus, ils ont proposé un paramètre de rugosité, appelé « gradient de rugosité ( R.G. ) », qui représente la moyenne arithmétique des amplitudes moyennes doubles ( D_a ). La figure 2.13 présente les équations utilisées afin d’évaluer les paramètres D_a et R.G.

Malgré une précision verticale pouvant aller jusqu’à 10 µm [Courard, 1999], le profilomètre d’état de surface présente plusieurs inconvénients. Par exemple, l’appareil utilisé par Courard [1999] ne permet pas d’enregistrer des amplitudes dépassant 1 mm. Les observations avec ce type d’appareil se limitent donc à des surfaces polies ou légèrement sablées. De plus, le temps nécessaire afin d’analyser une surface est directement relié au pas de mesure. Une augmentation du pas de mesure entraînera une réduction du temps d’analyse, mais la précision de cette analyse s’en trouvera affectée.

Maerz et coll. [2001] ont également fait appel à cette méthode afin de pouvoir contrôler la rugosité des surfaces et assurer un lien résistant et durable des laminés de polymères renforcés de fibres. Ils ont développé un appareil portable permettant des mesures tant en laboratoire que sur chantier et faisant appel au principe de projection d’ombre, l’image projetée étant composée de bandes rouges espacées. La rugosité de la surface est alors caractérisée par un paramètre i_A semblable au paramètre R_a utilisé par Courard [1999], soit l’écart arithmétique moyen du profil.

La précision des mesures est grandement améliorée lorsque la procédure du décalage de phase est utilisée. Elle permet l’analyse du réseau de franges en transformant celui-ci en un champ de phases φ dont les images (au moins trois) sont déphasées les unes par rapport aux autres. La précision obtenue avec cette technique est d’environ 10 µm dans des conditions usuelles d’utilisation [Aubouin et coll., 2001]. La méthode du moiré de projection permet d’évaluer des surfaces présentant des amplitudes dépassant le millimètre, qui est la limite du profilomètre utilisé par Courard [1999].