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Chapitre 4 Développement d’une méthode de caractérisation quantitative accélérée des surfaces préparées

Table des matières

Les résultats des essais de cohésion en traction, présentés au Chapitre 3, ont démontré l’efficacité de cette méthode à caractériser l’intégrité des surfaces préparées. Toutefois, l’essai de cohésion en traction nécessite un outillage lourd et encombrant et des précautions doivent être prises pour réaliser convenablement le carottage. De plus, seules les surfaces préparées horizontalement peuvent être testées à l’heure actuelle avec l’essai de cohésion en traction. L’objectif du second volet expérimental est donc de développer une méthode de caractérisation quantitative applicable peu importe l’orientation de la surface préparée et réalisable sur une courte période de temps.

Afin de développer la méthode de caractérisation quantitative (essai accéléré de cohésion), trois séries d’essais ont été réalisées. La première série d’essais correspond à des essais préliminaires qui ont permis de déterminer les paramètres initiaux de l’essai accéléré de cohésion. La deuxième série d’essais (essais principaux) a servi à déterminer les paramètres optimaux de l’essai accéléré de cohésion et à comparer cet essai à trois autres méthodes de caractérisation quantitative, soit l’essai au marteau Schmidt, l’essai pull-out foré et l’essai de cohésion en traction. La troisième série d’essais a mis à l’épreuve l’essai accéléré de cohésion sur des surfaces préparées et les résultats ont été comparés à ceux obtenus avec des essais au marteau Schmidt et de cohésion en traction.

Afin de réaliser les essais préliminaires (première série d’essais), des dalles de béton projeté par voie humide de 75 cm × 75 cm × 8 cm ont été utilisées. Les surfaces de ces dalles ont été finies à la truelle. La composition du béton projeté est présentée dans le tableau 4.1.

Pour la deuxième série d’essais, treize dalles de béton coulé, cinq de 50 cm × 50 cm × 9 cm (type A) et huit de 73 cm × 73 cm × 9 cm (type B) ont été employées. Les dalles ont été confectionnées à l’aide de trois mélanges de béton, soit les bétons C1, C2 et C3. Un léger jet de sable (pression de 650 kPa) a été passé sur le dessus des dalles afin d’enlever la laitance. La troisième série d’essais a été réalisée sur trois supports en béton, fabriqués lors du premier volet expérimental. Un léger jet de sable a été employé sur deux des quatre côtés des supports, alors qu’une des surfaces horizontales a été préparée avec un marteau pneumatique. Pour chacun des supports, un poids différent du marteau pneumatique (MP) a été utilisé, soit 9, 11 et 35 kg. Les supports sont identifiés ainsi : support 1 pour le MP9, support 2 pour le MP11 et support 3 pour le MP35. Les poids utilisés pour ce volet expérimental diffèrent de ceux utilisés dans le premier volet suite à une mauvaise communication avec le responsable de la réalisation des préparations. La composition des bétons qui caractérise les dalles des essais principaux et les supports est présentée dans le tableau 4.2.

La mise en place des bétons a été réalisée avec une aiguille vibrante. Suite à la prise initiale du béton, celui-ci a été humidifié à l’aide de jutes humides et recouvert d’un polythène pendant un peu plus de 50 heures. Une fois les coffrages enlevés, les dalles ont été mises dans une salle à 23oC et 100% H.R. pendant 26 jours. Pour leur part, les supports ont été humidifiés pendant 7 jours et entreposés à la température ambiante dans l’entrepôt du laboratoire de béton. Les dalles ont également été placées dans ces conditions une fois la cure humide terminée. Lors des essais, les dalles étaient âgées d’environ 16 semaines, alors que les supports préparés dataient d’un peu plus de 43 mois.

Afin de minimiser les opérations permettant la préparation d’un essai et de pouvoir évaluer des surfaces préparées, peu importe sa condition, une méthode faisant appel à un ancrage a été développée. Les deux principaux paramètres qui ont été étudiés afin de développer l’essai accéléré de cohésion sont le type d’ancrage et la profondeur de forage. Deux types d’ancrage ont été testés : mécanique (MC) et chimique (CH). Ces ancrages nécessitent la mise en place d’une tige d’acier dans un forage réalisé dans le béton. Pour les ancrages mécaniques, une partie expansive, située à la base de la tige d’acier, assure une adhérence minimale avec le béton suite à l’application d’un couple de torsion. Pour les ancrages chimiques, une tige filetée est insérée dans un forage de 1,6 mm plus grand que le diamètre de la tige. Le lien entre le béton et la tige est obtenu en noyant la tige dans un adhésif époxy à prise rapide à deux composantes.

Puisque les observations au microscope binoculaire du Chapitre 3 ont démontré que l’endommagement des surfaces se situe tout au plus à 25 mm sous la surface préparée, alors des profondeurs de forage inférieures ou égales à 25 mm ont été évaluées. De plus, pour chacun des ancrages, deux diamètres ont été retenus. Pour les ancrages mécaniques, des tiges de 6,4 mm de diamètre (MC1) et de 9,5 mm de diamètre (MC2), faisant 57,2 mm de long, ont été utilisées. Des couples de torsion de 6,8 N·m (5 pi·lb) pour l’ancrage MC1 et de 27,0 N·m (20 pi·lb) pour l’ancrage MC2 ont été appliqués selon les recommandations du fournisseur. Pour les ancrages chimiques, des tiges filetées de 6,4 mm de diamètre (CH1) et de 9,5 mm de diamètre (CH2), coupées selon la longueur désirée, ont été employées.

L’appareil portatif de chargement en traction a également été utilisé pour mettre sous tension les ancrages. Un connecteur en acier a été utilisé afin de relier l’ancrage à l’appareil, comme il est possible de l’observer sur la figure 4.1. Un taux de chargement de 220 N/s a été utilisé afin de réaliser les essais, et correspond au taux de mise en charge d’un essai pull-off pour une pastille de 75 mm de diamètre selon la norme européenne prEN 1542 [1994], soit 0,05 MPa/s.

Cette section présente les résultats de tous les essais qui ont permis de développer et de valider l’essai accéléré de cohésion de surfaces en béton. Les propriétés mécaniques des bétons utilisés pour fabriquer les corps d’épreuves sont présentées dans le tableau 4.3. Pour les dalles de béton projeté utilisées pour les essais préliminaires, les propriétés mécaniques n’ont pas été évaluées puisque les dalles ont servi seulement à déterminer les paramètres initiaux de l’essai accéléré de cohésion. Ces paramètres initiaux sont : le type d’ancrage, les profondeurs de forage à évaluer pour les essais principaux, l’espacement entre les essais et le temps nécessaire à la polymérisation de l’adhésif époxy.

Les quatre modèles d’ancrage décrits dans la section 4.2.2 ont été testés afin de déterminer la faisabilité de chacun et vérifier les espacements requis. Des profondeurs de forage, inférieures à 15 mm et 25 mm respectivement pour les ancrages MC1 et MC2, n’ont pas été évaluées puisque le dispositif d’expansion n’est pas complètement inséré dans le béton. Le tableau 4.4 présente les résultats généraux qui ont été obtenus pour tous les cas considérés. Il est possible de consulter l’Annexe D pour obtenir les détails de ces résultats.

Des essais ont également été réalisés avec les ancrages CH2 afin de vérifier l’influence de la profondeur de forage sur la force d’arrachement obtenue. Six essais ont été effectués pour les quatre profondeurs de forage suivantes : 15, 20, 25 et 30 mm. Le tableau 4.5 résume les principaux résultats obtenus (voir l’Annexe D pour de plus amples détails).

Avec les ancrages mécaniques, plusieurs ancrages n’ont pu être retirés avec l’appareil d’essai, le béton s’opposant à l’arrachement de l’ancrage une fois la course du vérin hydraulique atteinte. Une force résiduelle était donc toujours mesurée à la fin de l’essai. Les forces résiduelles obtenues pour les deux ancrages mécaniques sont respectivement d’environ 4,5 kN pour l’ancrage MC1 et entre 6,7 et 7,3 kN pour l’ancrage MC2.

Lors des essais accélérés de cohésion, deux principaux types de rupture ont été observés :

  1. La rupture de type 1, qui se caractérise par l’extraction de l’ancrage seul ou avec une faible quantité de béton située en surface. Cette rupture peut être engendrée par une polymérisation insuffisante de l’adhésif ou la présence d’un défaut de collage (bulle d’air ou manque d’adhérence entre l’adhésif et le béton), entraînant une perte d’adhérence de l’adhésif sur le béton et une rupture progressive de celui-ci.

  2. La rupture de type 2, qui se manifeste par la présence de béton avec l’ancrage, dont la forme s’apparente à un cône. Dans plusieurs cas, la partie du béton extraite avec la tige semblait présenter 2 troncs de cônes. Ce type de rupture a été nommé « rupture par cône ». La figure 4.4 présente une idéalisation du type de rupture observé, ainsi que les différents paramètres établis afin de caractériser la rupture par cône.

La rupture de type 2 est évidemment celle désirée, car elle est garante d’une bonne adhérence de l’adhésif avec le béton et l’ancrage. Des mesures des cônes ont été effectuées afin de pouvoir évaluer les paramètres qui les caractérisent et d’estimer la surface sollicitée lors de l’essai accéléré de cohésion. Le tableau 4.7 présente les valeurs moyennes pour chacun des paramètres selon la profondeur et le diamètre de la tige de l’ancrage pour les deux bétons utilisés.

Les paragraphes qui suivent présentent les analyses qui ont été effectuées à partir des résultats des essais préliminaires, principaux et sur supports préparés et qui ont permis de développer et valider l’essai accéléré de cohésion.

Afin de déterminer le nombre d’essais nécessaire pour atteindre la précision requise sur la mesure (soit P = 2ε ) pour l’essai au marteau Schmidt, la loi de Student a été utilisée. Selon cette loi [Moreau et Mathieu, 1979], l’effectif optimal n qui permet d’obtenir la précision demandée sur la mesure est évalué à partir de l’équation suivante :

(3)

où :

= variable de Student qui varie selon l’effectif n;

= l’écart-type sur la mesure;

= l’erreur sur la mesure.

En pratique, une valeur de départ égale à 2 est choisie pour la variable de Student pour un risque α = 0,05. L’équation précédente devient alors :

(4)

L’étude statistique a été réalisée de sorte à connaître, à 5% près (ε) et dans un intervalle de confiance de 95%, la résistance en compression du béton. Règle générale, lorsque le nombre d’essais augmente, l’effectif optimal diminue et devient constant pour un nombre élevé d’essais. Comme il est possible de le remarquer sur la figure 4.8, un nombre d’essais N supérieur à 25 n’apporte aucune information supplémentaire puisque l’effectif optimal n est relativement stable, ce dernier correspondant à 16. En regard de ces résultats, 25 mesures ont été réalisées sur les dalles testées subséquemment. Les essais au marteau Schmidt sur les dalles correspondent au centre des 25 carrés du quadrillage de 5 × 5 (voir figure 4.2).

Dans un premier temps, les espacements requis entre les essais ont été déterminés. Au départ, les espacements recommandés pour l’essai pull-out foré ont été employés. La norme ASTM C900 [1999], qui régit l’essai pull-out foré, exige des espacements qui correspondent à 4 fois et 8 fois le diamètre de la tête de l’ancrage respectivement entre un forage et le rebord de l’élément à caractériser et entre chaque forage. Toutefois, les essais ont permis d’établir que des espacements plus élevés sont nécessaires avec les ancrages employés. Ainsi, plutôt que de tenir compte du diamètre de la tête de l’ancrage (Dt) comme référence, la profondeur de forage a été utilisée et les mêmes facteurs d’amplification que pour l’essai pull-out foré ont été considérés.

Dans un second temps, les essais préliminaires ont permis de déterminer le temps de polymérisation de l’adhésif époxy. Selon les recommandations du manufacturier, la période de polymérisation est de 50 minutes. Toutefois, après avoir effectué plus d’une vingtaine d’essais, une période d’attente d’environ 2 heures a été observée entre la mise en place de l’ancrage avec l’adhésif et l’application de la charge. De plus, l’adhésif époxy permet d’effectuer des essais sur des surfaces verticales ou en surplomb. En effet, sa texture assure une adhérence suffisante pour permettre le maintien de l’ancrage (tige filetée) dans le forage.

Dans un troisième temps, les essais préliminaires ont permis de constater que l’augmentation de la profondeur de forage entraîne une plus grande variabilité des forces mesurées, comme le montre la figure 4.9. Comme tout essai de caractérisation, pour considérer que les valeurs mesurées sont représentatives de l’élément à évaluer, un faible coefficient de variation doit être obtenu. En supposant qu’un coefficient de variation inférieur à 15 % est préférable pour considérer l’essai accéléré de cohésion comme une méthode procurant une évaluation adéquate du béton, les profondeurs de forage à évaluer seraient de 15 mm et de 20 mm.

Les résultats du tableau 4.4 permettent également de constater qu’une profondeur de forage inférieure à 15 mm entraîne une variabilité élevée des mesures. En effet, un coefficient de variation de 52,5 % a été obtenu avec les ancrages CH2 (9,5 mm) pour une profondeur moyenne de forage de 11 mm. Puisque les bétons utilisés pour tous ces essais étaient composés de gros granulats de 2,5/10 mm, il semble préférable d’utiliser une profondeur de forage comprise entre 1,5 fois et 2,0 fois le diamètre maximal du gros granulat, soit 10 mm, ou le diamètre de la tige filetée, soit 9,5 mm. Les essais accélérés de cohésion, présentés à la section 4.4.2, ont donc été réalisés pour des profondeurs de forage de 15 mm et 20 mm.

Les essais préliminaires ont également démontré que les ancrages mécaniques ne représentent pas un choix idéal pour l’essai à développer, en dépit de leur simplicité d’installation. Deux principales raisons permettent d’expliquer l’utilisation des ancrages chimiques lors des essais principaux, pour des profondeurs de forage de 15 mm et 20 mm. Premièrement, pour la grande majorité des essais réalisés avec les ancrages mécaniques, la partie insérée dans le béton demeure emprisonnée après l’essai. En effet, une fois la force d’arrachement maximale atteinte, la force mesurée a diminué et est demeurée constante jusqu’à ce que la course du vérin hydraulique de l’appareil de traction soit atteinte. L’emprise de l’ancrage dans le béton peut s’expliquer par l’augmentation de l’ouverture de la partie expansive suite à l’endommagement du béton et à un faible déplacement de la tige. Une représentation d’un essai avec un ancrage MC1, pour une profondeur de forage de 20 mm, est présentée sur la figure 4.10. Les forces qui correspondent à cet état représentent environ 64% de la force d’arrachement maximale pour l’ancrage MC1 et entre 56% et 61% pour l’ancrage MC2. Deuxièmement, l’application d’un couple de torsion afin de fixer l’ancrage au béton représente un inconvénient majeur. En effet, l’objectif principal est d’évaluer des surfaces préparées, susceptibles de présenter un endommagement. Or, le couple de torsion appliqué peut, s’il est important, endommager localement le béton et entraîner une sous-évaluation de sa résistance.

Afin de déterminer le diamètre minimal de l’ancrage et la profondeur minimale de forage permettant de tirer une information valable de l’essai accéléré de cohésion, les forces d’arrachement et les cônes de rupture obtenus pour les différents cas étudiés ont été comparés et analysés.

Détermination du diamètre optimal de l’ancrage

Les résultats des essais présentés sur la figure 4.11 indiquent la force d’arrachement moyenne et le coefficient de variation obtenus selon le diamètre de l’ancrage et la profondeur de forage, valeurs indiquées entre parenthèses. Pour une même profondeur de forage, l’ancrage CH2 (9,5 mm) permet d’obtenir une force d’arrachement plus élevée que l’ancrage CH1 (6,4 mm). De plus, les résultats de l’ancrage CH2 sont beaucoup moins variables que ceux avec l’ancrage CH1, et ce, peu importe la profondeur de forage. Les différences entre les résultats des ancrages CH1 et CH2 s’expliquent par la surface de contact de l’adhésif entre le béton et la tige filetée, qui est plus élevée dans le cas de l’ancrage CH2, puisque le diamètre de la tige est plus grand. Ainsi, pour une même force appliquée, la contrainte de cisaillement qui sollicite l’adhésif est plus faible avec l’ancrage CH2. L’ancrage CH2 est donc celui qui sera utilisé lors des essais ultérieurs.

Les résultats de la figure 4.11 ne permettent toutefois pas de déceler une différence significative entre les deux profondeurs de forage testées avec l’ancrage CH2. Les coefficients de variation et le nombre de ruptures par cône sont pratiquement similaires. Afin de déterminer la profondeur idéale, la variabilité des cônes de rupture a été évaluée.

À partir des valeurs présentées dans le tableau 4.7, une surface équivalente ( Séquiv ) de rupture a été calculée pour avoir une idée de la contrainte de rupture du béton. Le cône le plus près de la surface n’a pas été pris en compte dans l’analyse, puisqu’il est formé par la propagation des fissures après l’atteinte de la force d’attachement maximale. La surface équivalente a été obtenue en prolongeant le cône inférieur jusqu’à la surface de l’échantillon et en déduisant la surface occupée par la tige filetée. La figure 4.12 présente les équations utilisées pour évaluer les surfaces et les volumes des cônes de rupture.

Les valeurs moyennes des paramètres caractérisant les ruptures par cône pour l’ancrage CH2 sont présentées dans le tableau 4.12. La contrainte estimée à partir de la surface équivalente y est également indiquée. Comme il est possible de le constater, les paramètres évalués pour le béton C3 sont moins variables pour une profondeur de forage de 15 mm comparativement à une profondeur de 20 mm. Toutefois, les coefficients de variation sont tout de même très élevés. Il en est ainsi puisque la surface de rupture du béton est fonction du chemin emprunté par les fissures, dépendant des mécanismes d’arrêt qu’elles rencontrent.

Les principaux mécanismes d’arrêt des fissures sont les granulats, qui agissent comme des défauts. Lors de la rencontre d’un granulat, le rayon de courbure en pointe de fissure est augmenté et les concentrations de contraintes sont réduites, arrêtant ainsi la progression de la fissure. De plus, la présence du granulat accroît le travail nécessaire afin de faire avancer la fissure, puisqu’elle doit contourner le granulat s’il n’est pas fracturé, augmentant la surface de rupture [Van Mier, 1997]. Ces mécanismes d’arrêt des fissures seront effectifs jusqu’au moment où la longueur des fissures atteint la longueur critique (lc). S’en suivra ensuite une propagation instable des fissures et la ruine du matériau. Les surfaces de rupture sont donc dépendantes des mécanismes d’arrêt de propagation que les fissures rencontrent, d’où la grande variabilité de celle-ci et la difficulté d’évaluer une contrainte qui soit représentative de la cohésion de la surface du béton.

Malgré le fait que les surfaces évaluées soient très variables, les forces d’arrachement maximales des essais présentés dans le tableau 4.12 le sont beaucoup moins. De plus, pour la même profondeur de forage, soit 20 mm, une force d’arrachement plus élevée a été mesurée avec le béton C3 comparativement au béton C1. Ces résultats vont dans le même sens que les essais de compression et de traction par fendage, ces derniers ayant démontré que le béton C3 est plus résistance que le béton C1. La force d’arrachement maximale semble donc procurer une bonne évaluation de la cohésion du béton puisque les résultats sont peu variables et qu’ils sont proportionnels aux résistances évaluées en compression et en traction par fendage. De plus, les résultats obtenus démontrent des variabilités semblables pour les profondeurs de forages de 15 et 20 mm.

L’analyse des cônes de rupture a démontré dans l’ensemble une plus faible variabilité des paramètres pour une profondeur de forage de 15 mm plutôt que de 20 mm. De plus, étant donné que les observations au microscope binoculaire dans le Chapitre 3 ont démontré que les fissures engendrées par la préparation de surface sont principalement localisées près de la surface (voir Annexe C), alors une profondeur de forage de 15 mm a été adoptée pour les tests subséquents. L’espacement entre un forage et le rebord de l’élément à caractériser est donc de 60 mm et celui entre chaque forage est de 120 mm. L’ancrage qui sera utilisé est le CH2, soit l’ancrage chimique avec la tige filetée de 9,5 mm de diamètre. La figure 4.13 permet de visualiser ce à quoi ressemble un essai accéléré de cohésion.

Les résultats récapitulatifs de chacune des méthodes d’évaluation, et pour les deux types de béton utilisés, sont présentés dans le tableau 4.13. Pour les essais normalisés de compression et de traction par fendage, les résultats sur des cylindres de béton âgés de 123 jours sont indiqués, âge auquel les essais ont été réalisés sur les dalles. Les résultats des essais de cohésion en traction et des essais accélérés de cohésion sont ceux obtenus respectivement pour des profondeurs de carottage et de forage de 20 mm. Une profondeur de 20 mm a été utilisée pour ces deux essais afin de pouvoir les comparer avec l’essai pull-out foré, dont la hauteur du cône de béton sollicité est de 20 mm. De plus, des ancrages chimiques de 9,5 mm de diamètre ont été utilisés pour l’essai accéléré de cohésion.

Les résultats présentés dans le tableau 4.13 semblent indiquer que les essais in situ qui évaluent la résistance en compression du béton sont influencés par la taille des granulats. En effet, les valeurs mesurées sont beaucoup plus faibles pour le béton C3 comparativement aux résistances obtenues avec l’essai de compression usuel. Alors que des valeurs de 29,2 MPa et 33,7 MPa sont mesurées respectivement avec le marteau Schmidt et l’essai pull-out foré, la résistance en compression sur les cylindres est de 43,9 MPa.

Pour l’essai au marteau Schmidt, deux facteurs semblent être responsables de la grande différence des valeurs mesurées comparativement à l’essai de compression normalisé : l’épaisseur et la stabilité de l’élément. Dans un premier temps, il est fort possible qu’une épaisseur de 80 mm ne soit pas suffisante pour permettre une propagation totale de l’onde. L’énergie absorbée par le béton est donc moins grande, entraînant un indice de rebondissement plus faible. Dans un second temps, puisque le dessous des dalles n’était pas uniforme, il est possible qu’un léger déplacement de l’élément soit survenu lors des essais au marteau Schmidt, réduisant ainsi l’indice de rebondissement. Neville [2000] mentionne d’ailleurs l’importance de la stabilité de l’élément lors des essais pour obtenir une évaluation adéquate.

Dans le cas de l’essai pull-out foré, il est probable que la table de calibration établie entre la force d’arrachement et la résistance en compression du béton ne convient pas parfaitement aux bétons utilisés, principalement pour le béton C3. Les essais de Bungey et Soutsos [2001] démontrent d’ailleurs que les résistances en compression évaluées avec la courbe de calibration de l’essai pull-out foré ne procure pas une évaluation convenable pour tous les bétons.

L’essai de cohésion en traction est la méthode de caractérisation in situ qui semble procurer des résistances qui se rapprochent le plus d’un essai normalisé, en l’occurrence l’essai de traction par fendage. En effet, les valeurs obtenues avec l’essai de cohésion en traction sont supérieures à celles de l’essai de traction par fendage de seulement 1,6% et 8,3% respectivement pour le béton C1 et le béton C3. Pour sa part, l’essai accéléré de cohésion démontre un comportement similaire à l’essai de cohésion en traction, la force moyenne pour le béton C3 étant plus élevée que celle du béton C1, soit 7,04 kN comparativement à 5,54 kN. De plus, le coefficient de variation le plus élevé, obtenu avec le béton C1, n’est que de 11,3%. L’essai accéléré de cohésion permet donc de distinguer deux bétons de résistances différentes et il démontre une bonne reproductibilité.

Les essais réalisés avec les trois méthodes d’évaluation in situ démontrent également une influence de la taille de la pierre sur les plans de rupture. Non seulement les plans de rupture présentent plus d’irrégularités avec le gros granulat de plus grande dimension (béton C1), mais des granulats non fracturés sont présents parfois dans le plan de rupture. L’irrégularité des plans de rupture peut s’expliquer par l’hétérogénéité du béton C1. En effet, selon Neville [2000], malgré le fait que des granulats de grande dimension permettent de réduire le rapport E⁄C et d’augmenter la résistance mécanique, deux facteurs viennent contrer le gain de résistance. D’une part, Neville mentionne que de plus grandes contraintes aux interfaces pâte/granulats sont présentes suite aux variations de volume, diminuant ainsi la liaison de l’interface. D’autre part, Neville souligne que des discontinuités plus importantes sont formées entre les granulats et la pâte de ciment. Ainsi, plutôt que de fracturer le granulat, la fissure le contourne puisque le lien à l’interface pâte/granulat est plus faible comparativement à la résistance du granulat.

Les résultats moyens obtenus pour les trois méthodes de caractérisation sur les supports préparés sont présentés dans le tableau 4.14. Pour les préparations NAT et SAB, les résultats représentent la moyenne de tous les essais réalisés sur les trois supports.

Les résultats du tableau 4.14 démontrent une diminution de la résistance des surfaces MP comparativement aux surfaces NAT et SAB, qui s’accompagnent également d’une variabilité plus élevée, signe de la présence d’un endommagement. Toutefois, les résultats des essais au marteau Schmidt et des essais accélérés de cohésion ne démontrent pas une réduction proportionnelle à l’augmentation du poids du marteau, comparativement aux essais de cohésion en traction. Ces différences peuvent s’expliquer par la surface sollicitée lors de l’essai, qui intègre de façon implicite davantage de défauts pour l’essai de cohésion en traction, étant donné la taille de la pastille. Toutefois, puisque le nombre d’essais réalisé est relativement limité pour cette méthode de caractérisation, une certaine prudence est appelée quant aux résultats obtenus.

Dans le cas du marteau Schmidt, deux facteurs peuvent expliquer l’absence d’une relation entre le poids du marteau pneumatique et la résistance de la surface préparée : l’absence d’essais réalisés dans la zone sollicitée par la pointe du marteau pneumatique, l’extrémité du marteau Schmidt étant plus grande que cette zone, et la sensibilité de l’essai aux irrégularités de la surface. Dans le cas de l’essai accéléré de cohésion, il s’agirait plutôt du choix subjectif de l’emplacement des essais réalisés hors de la zone sollicitée par la pointe du marteau pneumatique.

Les résultats du tableau 4.14 démontrent une fois de plus que l’essai de cohésion en traction reflète bien l’influence de l’augmentation du poids du marteau pneumatique sur la résistance de la surface préparée. Toutefois, l’essai accéléré de cohésion et l’essai au marteau Schmidt affichent un potentiel intéressant pour l’évaluation in situ puisqu’ils requièrent peu d’outillage et qu’ils peuvent être réalisés en peu de temps pour tout type de surface (horizontale, verticale ou surplombante). Une étude plus approfondie a donc été entreprise afin de proposer une méthode d’analyse des résultats obtenus pour les essais accélérés de cohésion et les essais au marteau Schmidt sur des surfaces préparées.

Le but de cette section est de proposer une méthode d’analyse des résultats obtenus respectivement avec l’essai accéléré de cohésion et le marteau Schmidt. L’approche qui est suggérée est de réaliser une étude statistique des résultats et d’en exploiter certains paramètres afin d’établir un critère d’acceptation de la préparation de surface. Par exemple, selon le CPCA [1998], pour garantir statistiquement que la résistance moyenne de trois essais consécutifs sera respectée dans 99 % des cas, la valeur minimale permise est établie ainsi :

Dans le cadre du présent travail, de telles équations ne peuvent être déduites puisque la résistance caractéristique du béton est inconnue. Il s’agirait plutôt de déterminer une valeur critique (valeur minimale) évaluée sur une surface saine, pour laquelle la probabilité d’occurrence sur une surface préparée serait inférieure ou égale à cette valeur critique, tel qu’exprimé dans l’équation 7.

(7)

X = résistance évaluée sur une surface préparée;

μ = résistance moyenne des essais sur une surface saine;

M = facteur d'amplification;

σ = écart-type des essais sur une surface saine;

Y = probabilité d'occurrence critique (%).

Afin d’établir une équation telle que celle présentée précédemment, les paramètres μ et σ, évalués à partir d’essais réalisés sur une surface saine, doivent d’abord être déterminés. Dans le cadre de ce travail, sur la foi des résultats présentés dans le Chapitre 3, les essais compilés des surfaces NAT et SAB ont été considérés comme ceux représentant l’état d’une surface saine. Les probabilités d'occurrence des surfaces MP ont été évaluées pour quatre valeurs critiques ( ). Ces probabilités d’occurrence sont obtenues par l’entremise d’une table de distribution normale standard N (0,1) [D.C. Montgomery et G.C. Runger, 1999] pour laquelle la distribution est définie comme suit:

Le tableau 4.15 présente les résultats de cette étude statistique pour les essais accélérés de cohésion, alors que le tableau 4.16 montre les valeurs obtenues pour les essais au marteau Schmidt.

À partir de ces résultats, il pourrait être possible de vérifier si la probabilité d’occurrence critique pour une valeur critique choisie est respectée. Toutefois, dans le cadre de ce travail, étant donné que les emplacements retenus pour la réalisation des mesures avec l’essai accéléré de cohésion et le marteau Schmidt étaient biaisés (essais réalisés hors de la zone sollicitée par la pointe du marteau pneumatique), il serait imprudent de proposer une probabilité d’occurrence fixe pour une certaine valeur critique établie. Des essais plus élaborés se doivent d’être réalisés en laboratoire afin de vérifier quels paramètres permettent de discriminer une surface apte ou non à recevoir une réparation (voir section 4.5). Par exemple, si la valeur critique choisie pour l’essai accéléré de cohésion est μ - 3σ et que la probabilité d’occurrence critique établie pour l’essai accéléré de cohésion est de 20 %, l’équation 7 deviendrait alors :

(9)

Dans ce cas, la préparation MP34 ne serait pas acceptée et la préparation de surface devrait se poursuivre jusqu’au respect du critère d’acceptation défini par l’équation précédente. La figure 4.14 présente la distribution normale générale des essais accélérés de cohésion pour chacune des surfaces préparées ainsi que la répartition des essais par rapport à la valeur critique μ - 3σ (3,9 kN).

Il est à noter que le nombre d’essais accélérés de cohésion réalisé sur les supports a été limité à 12, l’espace disponible étant restreint. Toutefois, considérant la simplicité et la rapidité de l’essai accéléré de cohésion ainsi que la conclusion de l’étude statistique pour l’essai au marteau Schmidt (voir section 4.4.1.1), il est recommandé de réaliser 25 essais in situ. Ainsi, puisque les espacements requis entre chaque point d’essai et entre un point d’essai et le bord libre d’un élément sont respectivement de 120 mm et 60 mm, alors une surface minimale de 600 mm × 600 mm sera sollicitée. La figure 4.15 présente la procédure de l’essai accéléré de cohésion qui serait à suivre afin de déterminer si une surface est apte à recevoir une nouvelle chape de béton.

Dans un premier temps, les essais réalisés sur les dalles de béton coulé ont permis de développer une méthode de caractérisation quantitative des surfaces préparées en béton, soit l’essai accéléré de cohésion. Cet essai est réalisé à l’aide d’une tige d’acier de 9,5 mm de diamètre et collée à l’aide d’un adhésif époxy dans un forage de 15 mm de profondeur dans le béton à évaluer. Les espacements requis sont 60 mm et 120 mm respectivement entre un forage et le bord de l’élément à caractériser et entre chaque forage. L’essai accéléré de cohésion peut être réalisé en peu de temps, environ 2 heures, et sur divers types de surface, peu importe l’orientation de celle-ci.

Les essais réalisés sur les dalles de béton coulé ont également consisté à vérifier le potentiel de l’essai accéléré de cohésion ainsi que celui de trois autres méthodes de caractérisation quantitative pour évaluer la résistance du béton sain, soit l’essai au marteau Schmidt, l’essai de pull-out foré et l’essai de cohésion en traction. L’essai de cohésion en traction et l’essai accéléré de cohésion ont été en mesure de distinguer deux bétons caractérisés par des propriétés mécaniques différentes. Toutefois, la faible différence entre les résistances en compression évaluées pour les deux bétons avec les essais au marteau Schmidt et pull-out foré démontre leur limitation quant à l’évaluation de la résistance d’un béton sain.

Dans un second temps, l’essai accéléré de cohésion a été testé sur des supports préparés et comparé avec des essais au marteau Schmidt et de cohésion en traction. Les essais semblent montrer que l’essai de cohésion en traction donne une indication plus significative de l’état de la surface préparée que les essais accélérés de cohésion et ceux au marteau Schmidt. Toutefois, étant donné le nombre limité d’essais de cohésion en traction, une certaine prudence est appelée quant aux résultats obtenus. De plus, il apparaît que l’influence du poids du marteau pneumatique pour les essais accélérés de cohésion et ceux au marteau Schmidt soit difficilement notable. Cependant, cette observation pourrait être attribuable au choix subjectif de l’emplacement des essais.

Dans un troisième temps, une méthode d’analyse des résultats obtenus avec les essais accélérés de cohésion et ceux au marteau Schmidt a été proposée. Cette méthode d’analyse consiste à vérifier si la probabilité d’occurrence ( Y ) des essais réalisés sur une surface préparée ( X ), pour une valeur critique ( ) dont les paramètres μ et σ sont obtenus sur une surface saine, est respectée telle qu’elle est définie à l’expression suivante :

(10)

Cependant, davantage d’essais méritent d’être réalisés en laboratoire afin de pouvoir établir la probabilité d’occurrence appropriée pour une certaine valeur critique établie. Pour se faire, des essais accélérés de cohésion, des essais au marteau Schmidt, des essais de cohésion en traction et des essais d’adhérence se doivent d’être réalisés sur divers types de béton. Par la suite, des essais en conditions in situ devraient être effectués afin de vérifier ce critère d’acceptation (voir section 7.4).

© Normand Bélair Jr, 2005