Actes JNB13 [PDF]

Zitiervorschau

JOURNEES NATIONALES DE BETON : JNB’13

Hammamet :17-19 Mai 2013

Le Laboratoire de Génie Civil de l’Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis: LGC – ENIT

Edité par : Abdelhamid R’MILI Oualid LIMAM Karim MILED Wiem BEN HASSINE

Laboratoire de génie civil - Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis BP. 37, Le Belvédère 1002 Tunis-Tunisie Tél / Fax : 71 87 57 26 e-mail : [email protected]

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JOURNEES NATIONALES DE BETON : JNB’13

Hammamet :17-19 Mai 2013

Comité d’organisation Abdelhamid R’MILI (LGC-ENSIT): coordinateur Oualid LIMAM (LGC-ENIT) Karim MILED (LGC-ENIT) Wiem BEN HASSINE (LGC-ENIT) Atef DAOUD (LGC-ENIG) Khaoula BRAHEM (LGC-ENIT)

Comité scientifique Mongi BEN OUEZDOU (LGC-ENIT) Hedi HASSIS (LGC-ENIT) Hatem ZENZRI (LGC-ENIT) Rached EL FATMI (LGC-ENIT) Med Ali KARRAY (LGC-ENIT) Mondher NAIFER (ENSIT) Néjib BEN JAMAA (ENIG)

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PREFACE Le béton est aujourd'hui, le matériau le plus utilisé dans la construction avec une consommation annuelle moyenne évaluée à environ 1 m3 par habitant. La recherche scientifique a permis d’appréhender le comportement complexe de ce matériau et d’améliorer considérablement ses performances, ses conditions de mise en œuvre et sa durabilité. Ainsi, de nouveaux bétons, ont vu le jour pendant ces dernières décennies tels que les bétons à hautes et à ultra hautes performances (BHP et BUHP), les bétons auto-plaçants (BAP), les bétons légers et cellulaires, les bétons fibrés et récemment les éco-bétons (bétons à la fois écologiques et économiques). En Tunisie, ces nouveaux bétons sont encore très peu utilisés dans la construction, et la majorité des usagers se contentent souvent du béton ordinaire. Par ailleurs, l’évolution technologique et la recherche continuelle sur les matériaux de construction ont été une préoccupation importante des chercheurs à l’université tunisienne. La recherche scientifique sur le béton a commencé, à l’école nationale d’ingénieurs de Tunis depuis sa création. Ce thème a été développé d’avantages au cours de cette dernière décennie par le laboratoire de génie civil (LGC). Des travaux intéressants ont été développés et publiés, cependant ils n’ont pas été suffisamment exploités par les entreprises tunisiennes. Dans ce contexte, le LGC organise la première édition des Journées Nationales du Béton JNB’13, du 17 au 19 mai 2013. Ces journées offrent une occasion aux chercheurs tunisiens, d’exposer leurs travaux de recherche portant sur les nouveaux bétons, la formulation, la caractérisation, la mise en œuvre et la modélisation du comportement thermomécanique. Ces journées constituent aussi un cadre d’échanges entre chercheurs, professionnels et experts, afin de discuter les nouveautés scientifiques et les perspectives de recherche relevant de ce thème.

Editeurs des actes des JNB13

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SOMMAIRE Préface Sommaire

Page

Auteurs et titres

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SESSION 1 : Les nouveaux bétons Présidée par Mr. Mounir BAHRI : Directeur Général du CCTMCCV

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Pr. Robert LE ROY ENSAPM, laboratoire Navier, EPPT Bouslama S., Jelidi A.

5 11

Gargouri A., Daoud A., Kallel A., Loulizi A.

17

Nawel S., Ltifi M., Hassis H. Jedidi M., Ben Jeddou O., Soussi Ch. R’mili A., Sahli K., Hassis H.

23 29

CONFERENCE PLENIERE : Diminuer les impacts environnementaux des constructions en béton : exploration aux échelles du matériau et de la structure Les effets de l’utilisation des granulats de laitier dans les bétons hydrauliques. Valorisation des granulats de caoutchouc dans un béton autoplaçant: Etude de la cinétique de la réaction d’hydratation. Etude de la durabilité du béton léger à base d’une argile Tunisienne expansée. Effet des agrégats de perlite expansée sur les propriétés mécaniques et thermophysiques du béton léger. Contribution des fillers calcaires et des cendres volantes à l’amélioration des résistances caractéristiques des bétons. Influence des adjuvant-plastifiants sur les performances des bétons : Corrélation entre le béton et son mortier équivalent .

35

R’mili A., Chebbi M. Added M.

42

SESSION 2 : Formulation, caractérisation et mise en œuvre des bétons Présidée par Mme Aouicha BEDDEY : Directrice générale du CETEC Ibrahimi S., Ben Jamaa Synthèse d’un ciment portland avec ajout du fluorspar à N., Bagane M. la matière crue. Marzouki A. , Beddey Effets de la finesse de mouture sur les propriétés de A.,Ben Ouezdou ciments avec fillers calcaires. Tennich M., Ben Béton autoplaçant à base des déchets des marbreries et Ouezdou M., Kallel A. de carrelage. Joudi Imène, Lecomte Utilisation des sables de concassage dans les bétons A., Ben Ouezdou M. Saidan K., Ajam L. , Formulation d’un béton spécial de Radioprotection : Bargaoui K., Reguigui effets sur les propriétés physico-mécaniques et sur N. l’atténuation neutrons-gamma. Koubaa L., Trabelsi Propriétés des bétons autoplaçants (BAP) pour

43 49 56 62 68

74

4

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80

M., Rouis M.J. Soussi Ch., Khemakhem M., Ben Jdidia M.

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applications architecturales. Traitement thermique d’un béton autoplaçant type «B40 » par l’eau chaude.

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SESSION 3 : Modélisation du comportement thermomécanique du béton Présidée par Mr. Mongi Ben Ouezdou : Professeur à l’ENIT

87

Pr. György L. Balázs UTE (Budapest), FIB Daoud A., Maurel O., Laborderie C. Kallel H., Daoud A., Maurel O., Laborderie C. Guedich S., Miled K., Limam O.:

88 94

100

107

114

120 125

Masmoudi A., Ben Ouezdou M., Beldi Mohamed A. Masmoudi A., Ben Ouezdou M., Beldi Mohamed A. Fatnassi Ch., Kallel A., Ben Mekki O. Added Mhammed

130

Ben Othman R., El Euch Khay S., Amara Loulizi A., Neji J.

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Penetron International ltd USA

CONFERENCE PLENIERE : Overview of FIB activities and overview of FIB model code 2010 Modélisation en 2D de l’interface acier-béton par une approche mésoscopique. Modélisation numérique de l’interaction entre l’acier et la fissuration au jeune âge pendant le processus d’hydratation. Prédiction par homogénéisation de la conductivité thermique des bétons poreux: application au béton cellulaire et au béton de polystyrène. Optimisation du taux de renforcement et des poutres en béton renforcées par des PRFV. Fluage des poutres en béton renforcées par des barres composites type PRFV Effet de la température sur l’adhérence acier-béton. Etude de la réactivité des granulats tunisiens dans les milieux alcalins et sulfatés Valorisation du sable de dragage en technique routière.

Treatement of concrete and waterproofing: PENESEAL PRO"

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SESSION 1 : Les nouveaux bétons

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CONFERENCE PLENIERE 1 : Diminuer les impacts environnementaux des constructions en béton Exploration aux échelles du matériau et de la structure Prof. Robert LE ROY ENSAPM Laboratoire Navier/Ifsttar Réduire les impacts environnementaux des constructions, et notamment ceux du bâtiment, est devenu une nécessité. En France, le secteur du bâtiment était en effet responsable en 2007 de 40 % des dépenses énergétiques et de 25 % des émissions de CO2. La réglementation thermique française pour le bâtiment, la RT2012, et les engagements français et européens pour 2020 pour la réalisation des bâtiments à énergie positive, font surgir le rôle important que jouent les matériaux de gros œuvre dans le bilan énergétique global d’une construction à l’échelle de son cycle de vie. L’énergie grise des matériaux d’un bâtiment à basse consommation n’est plus négligeable, ce qui incite les laboratoires à chercher des solutions dites d’éco conception. Cet objectif de réduction des impacts environnementaux constitue une voie de recherche enthousiasmante car pluridisciplinaire. Par ailleurs, le domaine des ouvrages d’art fait l’objet depuis longtemps de nombreuses recherches sur l’amélioration des performances structurelles et de durabilité. Il est intéressant dès lors de porter une attention sur l’éco évaluation des solutions modernes de conception d’ouvrage d’art et d’envisager d’en retirer des pistes pour le bâtiment. En s’attachant aux constructions en béton, deux voies se dégagent pour réduire les impacts liés au matériau. La première consiste à raisonner à performances équivalentes, donc à volume constant pour une structure, et à tenter de réduire les impacts environnementaux d’un mètre cube de béton. Très rapidement, on s’aperçoit que c’est le ciment qui apporte l’essentiel des flux entrant dans l’éco bilan. Dans cette première voie d’investigation, le problème scientifique consiste donc à étudier des ciments autres que le ciment Portland traditionnel. Le laboratoire Navier et la division physico chimie de l’Ifsttar ont étudié 2 ciments spéciaux susceptibles de répondre au problème. Le premier, dit ciment sursulfaté, a été commercialisé pendant un temps par Holcim. Il contient près de 80% de laitier de haut fourneau et 20% de sulfate de calcium, d’où son nom de ciment sursulfaté. Ne contenant pas de clinker Portland et constitué essentiellement de coproduits, son bilan Energie et émissions de gaz à effet de serre (GES) est très bas comparativement au clinker Portland. Une étude menée par le l’Ifsttar (LCPC) en 2006 en partenariat avec Holcim [Divet et al., 2006], a alors porté sur les propriétés constructives de béton de ciment sursulfaté, et en particulier sur la durabilité potentielle de telles structures, évaluée selon les indicateurs de l’AFGC. Les résultats, obtenus à partir d’essais in situ, montrent un très bon potentiel pour les bâtiments, alors que la perméabilité et la vitesse de carbonatation ne lui permet pas d’être appliqué aux ouvrages d’art. Le second ciment étudié, produit par Ciments Calcia, est le clinker sulfoalumineux, composé principalement de yeelimite, de bélite, et d’ahnydrite. Ce ciment présente l’intérêt d’être produit à une température moindre que le ciment Portland et d’être compatible avec un ajout de Gypse. La thèse de Desbois (2009) a cherché à dégager les domaines de stabilité de ce ciment en fonction du taux de gypse [Desbois et al. 2010]. Le résultat montre que dans les conditions extrêmes, c’est-à-dire pour un durcissement en milieu humide, le taux maximum de 36% de gypse par rapport au CSA est acceptable. Des simulations de bétons de bâtiment montrent qu’à résistance donnée, le bilan GES est et l’énergie de production sont fortement réduits [Feraille, 2010]. Des limites d’usage sont cependant avancées, notamment sur le temps de prise réduit, lequel cantonne ce ciment à la préfabrication. 7

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La seconde voie explorée porte, non pas sur le liant du béton, mais sur la possibilité de réduire le taux de ciment à l’échelle de la structure. Les recherches se sont focalisées sur des applications d’ouvrages d’art. La première étape a consisté à chercher la résistance qui semble la plus efficace vis-à-vis des émissions de GES. Des simulations par le logiciel bétonlab.pro montrent, qu’à rhéologie donnée, la gamme de résistance entre 100 et 120 MPa (C100 à C120) est la plus intéressante, avec un taux de CO2 à la production du béton voisin de 4 kg/MPa, contre 5 kg/MPa pour un C40, et 6 kg/MPa pour un béton ultra performant (C150) [Belhak thèse en cours]. Le même domaine de résistance est obtenu pour le bilan d’énergie de production. En conséquence, pour des structures conçues pour exploiter pleinement la résistance du béton, il est possible que la gamme des C100/C120 soit un bon compromis vis-à-vis des impacts environnementaux précités. Les structures concernées sont a priori les éléments précontraints ou entièrement comprimés. Des simulations complètes d’analyse du cycle de vie, intégrant les données de chantier et les distances de transport réalistes, ont été réalisées à partir de la comparaison de 2 ponts ayant été construits, l’un en béton ordinaire (C40), le second recourant à deux bétons de hautes performances (BHP), un C60 et un C80 [Habert et al. 2012]. Il s’agit de passages supérieurs d’autoroute à 2 travées d’environ 25m. La solution BHP est le résultat d’un concours réalisé en 1990 dans le cadre du projet national BHP2000, sous la direction de D. Brazilliers. Il s’agit d’un pont à nervure centrale intégrant la totalité de la précontrainte à laquelle sont connectées des dalles préfabriquées nervurées en encorbellement. La solution standard en béton ordinaire est du type dalle pleine précontrainte. Le bilan ACV met nettement en évidence le gain de près de 20% sur l’ensemble des indicateurs étudiés, dès lors que l’on compare les ouvrages à construire sur un même site, ce qui permet de diminuer les incertitudes des données. La comparaison à l’étape de production du matériau affiche quant à lui un gain de 50% pour la solution BHP. Pour parfaire la comparaison et savoir si l’usage de béton fibré ultra performant n’est pas une meilleure solution, les quantités de matériaux des solutions précédentes ont été comparées à celle étudiée dans le cadre du projet européen NR2C par Resplendino [Tanis et al. 2007] , et qui consiste en un tablier à structure en nids d’abeille précontraint dans les deux directions. Bien que la solution BFUP ait été optimisée, et pour une même portée, il s’avère que la masse totale de ciment utilisée pour le pont en BFUP, inférieure à celle du béton ordinaire, reste supérieure à celle du BHP. Ce résultat, bien que spécifique aux structures étudiées, vient conforter l’idée de départ sur l’usage d’un béton à rapport CO2/MPa le plus faible c’est-à-dire à un C100/C120. Toujours dans le cadre de la seconde voie de recherche cherchant à limiter la masse de ciment à l’échelle de l’ouvrage, nous avons exploré une solution consistant à associer au béton un autre matériau. Pour réaliser des structures mixtes, nous avons recouru à un matériau renouvelable : le bois. Les recherches se sont parallèlement développées sous l’angle de l’optimisation structurelle –comment connecter du béton au bois – et sur l’évaluation environnementale d’un pont de la même gamme que ceux étudiés précédemment [Le Roy et al. 2009, Bouhaya et al. 2009]. L’étude ACV, limitée au calcul de l’énergie et de l’émission des GES, montre qu’un tel ouvrage constitue, selon le scenario de fin de vie choisi, soit un stock de carbone - le bilan GES est négatif sur l’ensemble du cycle de vie - soit une matière dont on peut extraire de l’énergie, ce qui permet de considérer des impacts évités liés à l’économie d’énergie fossile ainsi réalisée. Les études menées ces dernières années sur les ciments alternatifs et sur les structures d’ouvrage d’art à l’Ifsttar ont montré des voies intéressantes pour la réduction des impacts environnementaux liés aux matériaux de construction. Si les résultats sont probants pour les ouvrages d’art, il reste maintenant à porter les efforts de recherche dans le domaine du bâtiment, source d’économie plus efficace à l’échelle d’un territoire. Des pistes sont étudiées actuellement à l’école nationale supérieure d’architecture Paris Malaquais (ENSAPM). L’une d’elle porte sur des méthodes de fabrication robotisée permettant d’obtenir des formes complexes, permettant d’explorer de nouvelles formes et de 8

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réduire les quantités de matériaux, tout en n’étant plus assujetti aux limitations habituelles liées aux

techniques de construction traditionnelles [Morel (2012)]. Bibliographie Desbois T., Le Roy R, Feraille A., Pavoine A, PlatretG., Alaoui A., (2010), Effect of gypsum content on sulfoaluminate mortars stability, EJECE, vol. 14n n°5, pp. 579-597. Divet L., Le Roy R., Charbonnel F. (2006) Etude de l’effet de la durée de la cure sur la durabilité des bétons CEMROC, rapport pour le compte de la société Holcim. G. Habert, D. Arribe, T. Dehove, L. Espinasse, R. Le Roy, (2012) Reducing environmental impact by increasing the strength of concrete : quantification of the improvement for concrete bridges, Journal of cleaner production, 35, pp. 250-262. R. Le Roy, H.S. Pham, G. Foret, (2009) new wood composite bridges, European Journal of Environmental and Civil Engineering, vol.13, n°9, pp. 1125-1139. Bouhaya L., Le Roy R., Feraille A., (2009) Environmental Sciences and Technology, 43, 2066–2071 Belhak W., Optimisation structurelle et environnementale des ouvrages mixtes en bois, thèse ENPCIfsttar en cours. Feraille A., (2010) rapport interne. J-M. Tanis, R. Delfino, R. Le Roy, JF. Caron, G. Foret, HS. Pham, M. Cardin, S. Bouteille, J. Resplendino, (2007) NR2C New Road Construction Concepts, Word Package 3 – Innovation in civil engineering, Deliverable D 3.3, Preliminary Design of new bridges, structures and new slabs; Morel P. (2012) communication interne, ENSAPM.

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Les effets de l’utilisation des granulats de laitier dans les bétons hydrauliques Slaheddine Bouslama 1, Ahmed Jelidi 2 1 : Institut Supérieur des Etudes Technologiques de Nabeul, Tunisie 2 : Ecole Nationale d’Architecture et d’Urbanisme, Tunis, Tunisie e-mail: [email protected] Résumé Dans la présente communication nous présentons les effets de l’incorporation des granulats de laitier sur la variation dimensionnelle (phénomène de retrait), la conductivité et la diffusivité thermique, le comportement à très haute température et la durabilité dans des environnements agressifs des bétons hydrauliques à base de laitier. D’après les résultats de cette étude, l'utilisation de laitier de haut fourneau ou d’aciérie électrique en provenance du site de STS El-Fouladh ou d'autres sites de production d'acier au Maghreb pour le développement des éco-mortiers et des écobétons, constitue un domaine d'application intéressant pour leur valorisation. Mots clés: Laitier – Béton – Granulats – Retrait – Conductivité – Diffusivité – Durabilité

1. INTRODUCTION La fabrication des aciers en Tunisie entraîne, comme dans toute industrie sidérurgique dans le monde, des quantités non négligeables de laitiers, qui sont des résidus minéraux de la préparation de la fonte dans les hauts fourneaux ou dans les aciéries électriques [1]. Dans plusieurs pays industrialisés, le traitement et la valorisation de ce coproduit sidérurgique ont été abordés et ont permis de trouver des applications favorisant son emploi en tant qu’addition au ciment ou au béton [2, 3]. En Tunisie l’industrie sidérurgique produisait jusqu’à la fin de l’année 2003 environ 40 000 tonnes par an de laitier de haut fourneau et produit depuis l’année 2004 environ 10 000 tonnes par an de laitier d’aciérie électrique. Chez nos voisins la production de laitier de haut fourneau en Algérie et en Libye est plus conséquente avec une production annuelle estimée à environ 700 000 tonnes [4,5]. C’est dans ce contexte que nous nous sommes intéressés à l’étude des caractéristiques physico-chimiques des laitiers pour les valoriser et leur trouver une application adéquate et utile. Nous avons démontré dans une précédente étude [6] que le faible indice d'hydraulicité du laitier de haut fourneau tunisien, ne permettait pas son utilisation efficace en tant qu'addition au ciment. Cependant l’étude de la cinétique et de la chaleur d’hydratation de mortiers à base de laitier nous a permis de mettre en évidence une certaine activité hydraulique [7] qui nous a conduit à privilégier plutôt une démarche d’utilisation des laitiers directement dans les bétons, en tant que granulats actifs par substitution partielle ou totale aux sables siliceux et aux graviers calcaires inertes et la formulation d’éco-bétons à base de laitier dont l’étude nous a permis de démontrer leur qualité satisfaisante du point de vue du comportement mécanique. Dans la présente communication nous présentons d’autres aspects des effets de l’incorporation des laitiers dans les bétons hydrauliques à savoir leur variation dimensionnelle (phénomène de retrait), leur conductivité et leur diffusivité thermique, leur comportement à très haute température et leur durabilité dans des environnements agressifs. 2. VARIATION DIMENSIONNELLE - PHÉNOMÈNE DE RETRAIT Après s’être assuré du bon comportement mécanique des bétons de laitier [7], nous nous sommes intéressés à leur stabilité dimensionnelle (retrait / gonflement) au cours du temps. L’étude a porté sur un béton BR de référence avec du sable siliceux et des graviers calcaires, 10

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un béton BLS avec du sable siliceux et des graviers de laitier cristallisé concassé, un béton BLB avec du sable de laitier vitrifié broyé et des graviers calcaires et un béton BTLA tout laitier avec du sable de laitier vitrifié broyé et des graviers de laitier cristallisé concassé. Les compositions et les résistances mécaniques de ces différents bétons, obtenues dans une précédente étude [7], sont présentées dans le tableau 1 ci-dessous : Tableau 1 : Compositions et résistance mécanique des bétons formulés Type de béton BR BLB BLS Ciment CEM I 42,5 [kg/m3] 350 350 350 Sable siliceux 0,25 / 1 mm [kg/m3] 707 536 3 Gravier calcaire 5 / 12,5 mm [kg/m ] 352 419 Gravier calcaire 12,5 / 25 mm [kg/m3] 770 671 Sable de laitier vitrifié 0,163 / 1,25 mm [kg/m3] 715 3 Gravier de laitier cristallisé 2 / 16 mm [kg/m ] 1430 Eau [ l / m3] 206 252 219 E/C 0,59 0,71 0,63 Adjuvant plastifiant [kg/m3] Résistance en compression après 28 jours [MPa] 29,3 27,5 30,4 Résistance en traction par flexion après 28 jours [MPa] 6,75 6,9 6,85

BTLA 350 566 1341 240 0.67 7 27,0 7,85

Tous ces bétons ont une même maniabilité : Très Plastique (Slump compris entre 12 et 15 cm), d’où l’utilisation d’un adjuvant réducteur d’eau pour le béton BTLA afin de ne pas avoir une quantité d’eau de gâchage excessive. Les variations dimensionnelles de ces différents bétons ont été mesurées, conformément à la norme NF P-15 433, sur des éprouvettes prismatiques 7x7x28 cm démoulées après 24 heures après leur coulage et conservées à l’air à une température de 20°C ± 3 °C et une hygrométrie HR = 65 ± 5% . Les résultats de l’évolution de la variation du retrait en fonction du temps sont indiqués sur la figure 1. Evolution du retrait en fonction du temps

BR

BLB

BLS

BTLA

700

Retrait e = DL / L [µ m / m ]

600 500 400 300 200 100 0 0

50

100

150

jours

200

Figure 1 : Evolution du retrait des différents bétons en fonction du temps

Les résultats obtenus mettent en évidence que le retrait des bétons à base de laitier est quasiment du même ordre que le retrait des bétons à base de granulats de sable siliceux et de gravier calcaire aussi bien à court terme (28 jours) qu’à long terme (180 jours). Le retrait à 28 jours, étant de 300 m/m pour le béton BR de référence, alors qu’il est de 340 m/m pour un béton tout laitier BLBA à base de laitier granulé broyé et de laitier cristallisé concassé, avec cependant une légère différence durant la période initiale d’hydratation (retrait de dessiccation) dû essentiellement à la rétention d’eau des granulats de laitier.

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3. CONDUCTIVITÉ ET LA DIFFUSIVITÉ THERMIQUE La conductivité thermique a été mesurée en régime permanent par la méthode des boîtes symétriques [8]. Un flux thermique, supposé unidirectionnel, traverse l'échantillon de dimension 27x27 cm et d'épaisseur 3 cm, et l’on mesure le gradient de température qui s'établit entre ses deux faces lorsque celui-ci devient constant. La diffusivité thermique a été mesurée en régime transitoire par une impulsion thermique de courte durée [8]. Les résultats de mesures de la conductivité et de la diffusivité thermique des bétons étudiés sont présentés sur les figures 2 et 3. Conductivité thermique des bétons à base de laitiers Conductivité thermique l [ W / m . °C ]

2

1,687 1,355

1,5

1,254

1

0,715

0,5

0 BR

BLB

BLS

BTLA

Figure 2 : Conductivité thermique des différents bétons à base de laitier Diffusivité thermique des bétons à base de laitiers

Diffusivité thermique a [ 10-7 x m² / s ]

8

6,2

7 6 5

3,62

3,87

4

3,02

3 2 1 0

BR

BLB

BLS

BTL

Figure 3 : Diffusivité thermique des différents bétons à base de laitier

Cette étude comparative du comportement thermique des bétons formulés à base de laitier montre que le béton tout laitier BTLA, possède une conductivité et une diffusivité thermique deux fois plus faible que le béton BR de référence. Le béton BLB à base de laitier granulé broyé et d’un gravier calcaire et le béton BLS à base de laitier granulé concassé et d’un sable siliceux, donnent des valeurs de conductivité et de diffusivité thermique nettement inférieure au béton BR de référence. Le granulat de laitier cristallisé concassé se comporte donc comme un granulat possédant des coefficients de conductivité et de diffusivité thermique faibles, très voisins de ceux des granulats légers. D’après cette étude, les bétons de laitier élaborés offrent des gains très importants en conductivité et diffusivité thermique, qui peuvent être expliqués par la microstructure vitreuse des granulats de laitier vitrifiés et à la microstructure cristalline des laitiers cristallisés concassés [1,10] avec la présence de pores non communiquant qui leur confèrent une porosité de type fermé qui contribue à la diminution de la conductivité thermique. 12

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4. COMPORTEMENT À TRÈS HAUTE TEMPÉRATURE Afin de simuler le comportement au feu, nous avons fait subir aux bétons de laitier étudiés des traitements thermiques à très haute température. Les essais ont été menés sur des éprouvettes prismatiques 7x7x28 cm d’âge 28 jours, pour mettre en évidence l’effet d’une température très élevée sur les résistances des différents bétons de laitier. Dans les mêmes conditions d’essais, les éprouvettes ont été chauffées pendant 2 heures 30 minutes aux températures de 750°C, 950°C et 1100°C. Après refroidissement, elles sont testées en traction par flexion et en compression. Les résultats obtenus sont présentés sur les figures 4 et 5. Variation de la résistance en traction par flexion des bétons à base de laitier sous l'effet de la température BR

BLB

BLS

BTLA

Résistance en traction par flexion Rtf 28 [ MPa ]

8

7 6 5 4 3 2 1 0 20

750

950

1100

Température [ °C ]

Figure 4: Effet du traitement thermique sur la traction par flexion Variation de la résistance à la compression des bétons à base de laitier sous l'effet de la température BR

BLB

BLS

BTLA

Résistance en compression Rc28 [ MPa ]

35 30

25 20 15

10 5 0 20

750

950 Température [ °C ]

1100

Figure 5 : Effet du traitement thermique sur la compression

Les résultats obtenus ont montré la supériorité des bétons à base de laitiers par rapport au béton BR de référence. A la température de 750°C le béton BR de référence s’effrite et accuse une perte de résistance à peu près de 90%, alors que les bétons de laitier BTLA et BLS ne subissent qu’une perte de 30% de leur résistance initiale. A la température de 950°C les bétons de laitier BTLA et BLS, bien que subissant une chute de résistance de l’ordre de 50%, restent intactes et ont un comportement proche de celui des produits réfractaires. A la température de 1100°C, les bétons BR et BLB à base de gravier calcaire se désagrègent complètement, alors que les bétons de laitier BTLA et BLS ne montrent ni fissures, ni désagrégation mais accusent cependant une chute de résistance d’environ 80%. Ce bon comportement des bétons de laitier est dû en grande partie au caractère non fusible des granulats des laitiers jusqu’à 1200°C, contrairement aux granulats calcaires qui se décarbonatent et commencent à se désagréger à partir de 600°C.

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5. DURABILITÉ DANS DES ENVIRONNEMENTS AGRESSIFS Dans le but de vérifier la durabilité des bétons de laitier élaborés, nous avons étudié leur comportement à long terme (365 jours) dans différents environnements : Eau de robinet potable non agressive ; Eau de mer (renouvelée tous les 3 jours) ; Solution diluée à 10% de sulfate de magnésium (MgSO4) ; Solution diluée à 10% d’acide chlorhydrique (HCl). Les essais ont porté sur des éprouvettes 7x7x28 cm d’âge 28 jours des différents bétons de laitier, qui ont été conservées pendant une durée d’un an (365 jours) en immersion totale dans les différents types d’environnements puis soumises à des essais de compression et de traction par flexion et ont donné les résultats présentés sur les figures 6 et 7.

Résistance à la compression Rc 365 [MPa]

Variation de la résistance à la compression des bétons à base de laitier après 365 jours dans des milieux agressifs BR

BLB

BLS

BTLA

50 45

40 35 30 25 20 15 Eau potable

Eau de mer

MgSO4 (10%)

HCl (10%)

Figure 6 : Résistance en compression après 365 jours en milieux agressifs

Résistance en traction par flexion Rtf 365 [MPa]

Variation de la résistance en traction par flexion des bétons à base de laitier après 365 jours dans des milieux agressifs BR

BLB

BLS

BTLA

13 11

9 7 5 Eau potable

Eau de mer

MgSO4 (10%)

HCl (10%)

Figure 7: Résistance en traction par flexion après 365 jours en milieux agressifs

Les résultats des essais de résistance mécanique (figures 6 et 7) montrent que les bétons à base laitier, et notamment le béton tout laitier BTLA, ont un meilleur comportement que le béton BR de référence. En milieu marin, le comportement des bétons de laitier, quoique légèrement meilleur, peut être considéré comme étant similaire à celui du béton BR de référence. En présence de la solution diluée à 10% de MgsO4 très fortement agressive par la double action du cation Mg2+ qui s’échange avec Ca2+ et l’anion SO42- suivant les réactions : Ca(OH)2+MgSO4  CaSO4+Mg(OH)2 (Brucite), tous les types de béton subissent une diminution relative de leurs résistances, qui est toutefois moins importante pour les bétons de laitier qui peut être expliquée par la consommation partielle par les fines du laitier, de la Portlandite Ca(OH)2 libérée au cours de l’hydratation du ciment. Sous l’action de la solution diluée à 10 % d’acide chlorhydrique HCl, nous constatons la supériorité des performances mécaniques des bétons de laitier BLS et BTLA. Les dégradations des bétons BR et BLB sont dues à l’attaque des granulats calcaires directement par l’acide chlorhydrique. Ceci n’est pas 14

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le cas pour les granulats de laitier qui restent stables. D’autre part la combinaison en cours d’hydratation de l’acide chlorhydrique avec la Portlandite Ca(OH)2 puis le C3A va former le monochloroaluminate de calcium expansif responsable de la dégradation du béton : Ca(OH)2 + 2HCl  CaCl2 + 2H2O puis CaCl2 + C3A + 10 H2O  C3A.CaCl2.10H2O. Ce type de réaction est atténué dans les bétons de laitier en raison de la présence d’une quantité plus faible de la Portlandite Ca(OH)2, suite à sa consommation partielle par les fines du laitier au cours de l’hydratation du ciment. 6. CONCLUSION Cette étude sur les effets de la substitution des granulats classiques siliceux et calcaires par des granulats de laitier vitrifiés et cristallisés dans les bétons hydrauliques nous a permis de mettre en évidence, qu’en plus de leur bon comportement mécanique, les bétons de laitier développent un retrait normal analogue à celui d’un béton classique. Ils se distinguent par ailleurs par leur faible conductivité et diffusivité thermique qui leur confèrent un pouvoir d’isolation thermique intéressant. Ils possèdent par ailleurs un bon comportement réfractaire à haute température qui les place parmi les matériaux résistant au feu. Enfin ils présentent l’avantage d’une meilleure résistance à des environnements chimiquement agressifs. Références [1]

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[2]

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[9]

Ponteville P. (1978). Le béton hydraulique de granulat de laitier, Revue Laitiers de haut fourneau, 43,2ème et 3ème trimestre, 31ème année, 143p.

15

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Valorisation des granulats de caoutchouc dans un béton autoplaçant Etude de la cinétique de la réaction d’hydratation Gargouri Ahmed 1,3 ; Daoud Atef 1,2; Kallel Abderrazak1 ; Loulizi Amara 1 : Université de Tunis El Manar, Ecole Nationale d’ingénieurs de Tunis, Laboratoire de Génie Civil, Tunis, Tunisie ; 2 : Université de Gabes, Ecole Nationale d’ingénieurs de Gabes, Tunisie ; 3 : Institut supérieur des études technologiques de Sfax, Tunisie ; e-mail: [email protected]

Résumé Le développement de l’économie, caractérisé par une importante industrialisation, a porté un accroissement sensible aux déchets solides notamment des pneus usagés. Chaque année plus de trois millions (3.000.000) de pneus sont rejetées, arrivent en fin de vie, il s’agit d’un déchet encombrant et visuellement polluant. Ces déchets peuvent être restitués à l’environnement sous une forme autre que les abandonner dans la nature. Il convient de valoriser ces déchets dans des matériaux de construction notamment dans le béton pour préserver l’environnement et bénéficier des avantages que peut apporter le nouveau composite. Les applications possibles de ce composite sont nombreuse à savoir les chaussées, les dallages, les parois etc …Ces ouvrages généralement considérer comme ouvrages massifs sont soumis à plusieurs types de déformations pendant le processus d’hydratation du béton. En effet, la nature exothermique de la réaction chimique du ciment peut induire des déformations de dilatation et de contraction. Par ailleurs, la dépression capillaire crée par la consommation d’eau due à l’hydratation du ciment entraine un retrait de dessiccation. Ces déformations peuvent entrainer des micro fissurations pouvant affecter la durabilité de l’ouvrage à long terme surtout pour les ouvrages épais. Ces fissures sont appelées fissures de jeune âge pouvant se refermer totalement ou partiellement par relaxation du béton grâce l’incorporation des granulats de caoutchouc. D’où l’importance d’étudier la cinétique d’hydratation de ce béton non conventionnel à base des granulats de caoutchouc. Dans cet article on s’intéresse à la formulation d’un béton autoplaçant utilisant des matériaux locaux et des bétons autoplaçants incorporant des granulats de caoutchouc avec différents pourcentage de substitution. La cinétique de la réaction hydratation des bétons autoplaçants à base de granulats de caoutchouc est comparée à celle d’un béton autoplaçant de référence. L’évolution de la température adiabatique ainsi que la variation en fonction du temps du degré d’hydratation sont déterminées et interprétées. L’analyse des résultats expérimentaux obtenus montre que l’incorporation des granulats de caoutchouc modifie considérablement la cinétique de la réaction d’hydratation. L’augmentation du taux de substitution de caoutchouc retarde le début de la réaction d’hydratation. Ce retard est accompagné d’une baisse de la température adiabatique. Mots clé : valorisation, granulats de caoutchouc, béton autoplaçant, hydratation du béton,

degré d’hydratation, jeune âge. 1. INTRODUCTION Chaque année plus de trois millions (3.000.000) de pneus sont rejetées, arrivent en fin de vie, il s’agit d’un déchet encombrant et polluant déstabilise l’écologie environnemental [1]. L’utilisation de ses déchets dans les matériaux de construction peut répondre d’une part un souci d’économie des ressources naturelles en granulats surtout que le pays peut courir un manque important en granulat et de préserver l’environnement en limitant la mise en décharge aux seuls déchets ultimes d’autre part [2]. 16

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Le développement technologique dans la fabrication des bétons par la création de nouveaux additifs, à permit de formuler des bétons plus sophistiqués notamment le béton autoplacant. Ce matériau est caractérisé par sa fluidité, sa facilité de mise en œuvre et sa capacité à remplir les coffrages fortement armés. La possibilité de concevoir un béton autoplaçant avec des granulats de caoutchouc parait particulièrement intéressante dans la mesure où ce matériau réunit les propriétés d’un BAP (fluidité, absence de ségrégation, etc.) et celle d’un matériau issu de la valorisation des déchets industriels ce qui permet de donner un composite plus avantageux [3] [5]. Les applications possibles de ce composite sont nombreuses à savoir les chaussées, les dallages, les parois etc. [4]. Ces ouvrages généralement considérés comme ouvrages massifs sont soumis à plusieurs types de déformations pendant le processus d’hydratation du béton. En effet, la nature exothermique de la réaction chimique du ciment peut induire des déformations de dilatation et de contraction. Par ailleurs, la dépression capillaire crée par la consommation d’eau due à l’hydratation du ciment entraine un retrait de dessiccation. Ces déformations peuvent entrainer des micro fissurations pouvant affecter la durabilité de l’ouvrage à long terme surtout pour les ouvrages épais. Ces fissures sont appelées fissures de jeune âge pouvant se refermer totalement ou partiellement par relaxation du béton grâce l’incorporation des granulats de caoutchouc. D’où l’importance d’étudier la cinétique d’hydratation de ce béton non conventionnel à base des granulats de caoutchouc. Dans ce papier on s’intéresse à la formulation d’un béton autoplaçant utilisant des matériaux locaux et des bétons autoplaçants incorporant des granulats de caoutchouc avec différents pourcentages de substitution. La cinétique de la réaction hydratation des bétons autoplaçants à base de granulats de caoutchouc est comparée à celle d’un béton autoplaçant de référence. L’évolution de la température adiabatique ainsi que la variation en fonction du temps du degré d’hydratation sont déterminées et interprétées. 2. MATÉRIAUX UTILISES Les matériaux utilisés dans ce travail sont des matériaux locaux à savoir :  Les inclusions en caoutchouc utilisées sont obtenues par broyage de pneus usagés non réutilisables et la dimension du grain est comprise entre 2 et 8 mm sous deux coupures 2/4 et 4/8. Ils ont une densité de 1.2 et la mesure de leur coefficient d’absorption d’eau a conduit à une valeur négligeable.

Fig 1 : Granulats de caoutchouc de diamètres différents

 Comme liant, nous avons utilisé un ciment Portland de type CEMI 42.5 N conforme à la norme NT 47.01. Pour limiter le dosage en ciment, sachant que le volume de pâte requis dans un BAP est toujours plus important en comparaison avec un béton classique vibré, nous avons utilisé un complément en filler calcaire (CaCO3 > 99%) comme additif minérale.  Un sable local (0-4 mm) et un gravier en deux coupures sachant (4-8 mm) et (8-16mm) calcaire concassé ont aussi été utilisés comme granulats. Ils ont une densité de 2,608 ; 2.737 et 2.76 respectivement. Pour atteindre les propriétés d’un BAP à l’état frais, et suite à une campagne d’essais, l’adjuvant retenu est un superplastifiant / haut réducteur d’eau polyvalent de nouvelle génération non chloré à base de copolymère acrylique contenant un agent colloïdale permet la fabrication de bétons plastiques à autoplaçants, transportés sur de longues distances, pompés 17

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et améliore la stabilité, limite la ségrégation du béton et rend les formules moins susceptibles aux variations d’eau et des constituants. 3. FORMULATION DES BAP 3.1. Méthodologie de formulation Les méthodes de formulation des BAP sont très variées, celle adoptée se base sur le remplissage des vides inter-granulaires par la pâte liante garantissant un comportement rhéologique autoplaçant des bétons. Le rapport (G/S) est égal environ à 1, le dosage de ciment est de C = 350 kg/m3. L’empilement optimal du sable et du gravier 4/8, déterminé par le Modèle d’Empilement Compressible en utilisant la méthode de la densité. L’inclusion des portions volumiques des granulats de caoutchouc s’étale de 10,20 et 30%. Les quantités de superplastifiant ont été variées de façon à garantir les propriétés rhéologiques d’un béton autoplaçant. Suite à une compagne d’essais d’ouvrabilité, de mobilité en milieu confiné et non confiné, les BAP retenus, sont présentés dans le tableau suivant : Tableau 1 : Formulation des BAP BAP0C BAP10C BAP20C Formulations : quantite des materiaux (en kg) 350 350 350 540 486 432 360 360 360 900 810 720 100 100 100 194,25 194,25 194,25 7,7 7,7 8,75 0 41,4 82,6 0 23,6 47,4 65 130 0

Formulation Ciment Gravier 4/8 Gravier 8/16 Sable 0/4 Fillaire Eau Adjuvant Caoutchouc 0/4 Caoutchouc 4/8 Caoutchouc

BAP30C 350 258,2 360 746,2 100 194,25 9,5 70,8 123,6 194,4

Les essais de caractérisation à l’état frais réalisés sont l’étalement au cône d’Abrams fig. (1a) ; la boite en L fig. (1b) et la stabilité au tamis fig. (1c).

Fig(2) essais de caractérisation à l’état frais : (Etalement au cône d’Abrams, Boite en L, stabilité au tamis) Formulation Etalement Boite en l Satbilite au tamis Air occlu Masse volumique

Tableau 2 : Valeurs des essais rhéologiques BAP0C BAP10C BAP20C Valeurs des essais à l'état frais 66-67 67-72 67-70 0,84 0,82 0,86 7,48 1,01 2,37 1,9 2,35 2,48 2402 2296 2181 18

BAP30C 65-70 0,84 5,76 3,2 2061

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4. ETUDE DE LA CINETIQUE DE LA REACTION D’HYDRATATION 4.1. Aperçu théorique Pour suivre l’évolution des caractéristiques du béton autoplaçant au jeune âge, la notion du degré d’hydratation est très importante et utile. En effet, elle permet d’intégrer la notion de température à la notion du temps pour déduire une base commune à caractéristiques différentes comme (retrait, résistance à la compression, à la traction par flexion et le module d’élasticité…). L’hydratation d’une pate de ciment est un processus thermo-activé qui peut être pris par une loi de type Arrhenius [8]. L’évolution du degré d’hydratation peut être décrite par la relation suivante : [6] 𝐸 𝜉̇ =̇ 𝐴̌ (𝜉)exp(− 𝑅𝑇𝑎 ) (1)

Où  est le degré d’hydratation, 𝐴̌̇(𝜉) désigne l’affinité chimique, Ea est l’énergie d’activation [J.mol-1], R désigne la constante des gaz parfaits [8.314 J.mol-1.K-1] et finalement T est la température en Kelvin. L’affinité chimique normalisée peut être obtenue expérimentalement par un essai adiabatique ou semi adiabatique. Le calorimètre quasi adiabatique est une des méthodes utilisées pour mesurer l’évolution de la température d’une éprouvette en béton pendant la réaction d’hydratation du ciment [9]. L’évolution de la température adiabatique est déduite de l’équation de conservation de l’énergie en supposant que la température de l’éprouvette est uniforme. Dans le calorimètre QAB, une partie de la chaleur libérée due à l’hydratation du ciment augmente la température de l’échantillon tandis qu'une autre partie augmente la température du calorimètre, et le reste se décharge vers l'extérieur. Pour le calorimètre, ces effets sont exprimés comme suit: 𝑡

𝑞(𝑡) = 𝐶𝑏é𝑡𝑜𝑛 × (𝑇𝑎𝑑𝑖𝑎 (𝑡) − 𝑇𝑏é𝑡𝑜𝑛 (0)) = 𝐶𝑡𝑜𝑡 × (𝜃(𝑡) − 𝜃(0)) + ∫0 (𝑎 + 𝑏𝜃(𝑢))𝜃(𝑢)𝑑𝑢 (2) Avec : 𝐶𝑏é𝑡𝑜𝑛 : Capacité calorifique du béton seul [J/°C]. 𝐶𝑡𝑜𝑡: Capacité calorifique totale (béton + moule + calorimètre) 𝐽 𝑎[𝐽/ℎ] 𝑒𝑡 𝑏 [ /°𝐶] : Coefficients de déperdition du calorimètre =respectivement 69.7 et 0.113 ℎ 𝑡[ℎ𝑒𝑢𝑟𝑒]: Temps de l’essai QAB 𝜃[𝑡] = 𝑇𝑏é𝑡𝑜𝑛 − 𝑇𝑒𝑥𝑡: Echauffement Une fois la capacité calorifique du béton est connue, on peut calculer l’augmentation de la température dans l’éprouvette placée dans des conditions adiabatiques et on aura : 𝑇𝑎𝑑𝑖𝑎 (𝑡) = 𝑇𝑏é𝑡𝑜𝑛 (0) +

𝑞(𝑡) 𝐶𝑏é𝑡𝑜𝑛

(3)

L’évolution du degré d’hydratation en fonction du temps [7] peut être déterminée par la relation suivante : (𝑡)−𝑇𝑎𝑑𝑖𝑎 (0) 𝑇 𝐸 𝜉(𝑡) = 𝜉∞ 𝑎𝑑𝑖𝑎 (4) avec 𝜉∞ = 1 − exp(−3.25 × 𝐶 ) (5) 𝑇 𝑎𝑑𝑖𝑎 −𝑇 𝑎𝑑𝑖𝑎 ∞

0

4.2 Résultats expérimentaux 4.2.1 Calcul du degré d’hydratation L’essai du Calorimètre permet de mesurer l’évolution de la température d’une éprouvette placée dans une enceinte hermétique et isolée. La figure 4 (courbe en rouge) donne, à titre d’exemple, l’enregistrement de la température de l’éprouvette en béton BAP_10%. Le calcul de la température adiabatique s’effectue selon les équations (2) et (3). Les capacités calorifiques des matériaux et du calorimètre sont données dans le tableau 3[9]. 19

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Tableau 3 : Capacité calorifique des matériaux Matériaux Capacité calorifique j/°c ciment 836 gravier 4/8 730 gravier 8/16 730 sable 0/4 835 Filler 840 Eau 4190 caoutchouc 1400 adjuvant 3800 Matériels capacité calorifique J/°C Moule 500 Calorimètre 364 Exemple de calcul pour le BAP10c : 𝐶𝑏é𝑡𝑜𝑛 = (𝑚𝑐 × 𝑐𝑐𝑐 ) + (𝑚𝑔1 × 𝑐𝑐𝑔1 ) + (𝑚𝑔2 × 𝑐𝑐𝑔2 ) + (𝑚𝑠 × 𝑐𝑐𝑠 ) + (𝑚𝑓 × 𝑐𝑐𝑓 ) + (𝑚𝑒 × 𝑐𝑐𝑒 ) + (𝑚𝑐𝑎 × 𝑐𝑐𝑐𝑎 ) + (𝑚𝑎𝑑 × 𝑐𝑐𝑎𝑑 ) + (𝑚𝑒𝑝 × 𝑐𝑐𝑒𝑝 ) = 1134.45J/°C 𝐶𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝐶𝑏é𝑡𝑜𝑛 + 𝑐𝑐𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟𝑖𝑚é𝑡𝑟𝑒 =1498.48 J/°C La figure 4 (courbe en vert) donne les évolutions de la température adiabatique pour le BAP_10%. Le calcul du degré d’hydratation s’effectue selon l’équation (4) avec 𝜉∞ = 1 − 𝐸 exp(−3.25 × 𝐶 ) = 0.835. La figure 5 présente l’évolution du degré d’hydratation pour ce même béton.

Fig 5 : Evolution du degré d’hydratation en fonction du temps pour le BAP_10%

Fig 4 : Evolution de la température du béton (en rouge) et de la température adiabatique (en vert) pour le BAP_10%

4.2.2 Effet du pourcentage de substitution de caoutchouc sur l’évolution de la réaction d’hydratation La figure 6 donne l’évolution du degré d’hydratation en fonction du temps pour des taux de substitution des granulats de caoutchouc allant de 10 à 30%. Le taux de substitution des granulats de caoutchouc de 10% ne semble pas modifier la cinétique de la réaction d’hydratation. C’est pour les taux de substitution de 20 et 30% qu’on a pu observer une accélération de la réaction d’hydratation. En effet, pour le BAP de référence, le degré d’hydratation après 50h du coulage ne dépasse pas 0,5 alors que pour le BPA_30%, ξ dépasse 0,6. La substitution des granulats de caoutchouc ne semble pas avoir un effet pendant les premiers 20h. 20

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L’accélération de la réaction d’hydratation pour le taux de substitution de 20 et 30% peut induire une modification de l’état de contrainte au jeune âge dans des ouvrages tels que les dallages etc.

Fig. 6 : Effet du % de substitution de granulat de caoutchouc sur l’évolution du degré d’hydratation

5. CONCLUSION Dans ce papier on s’est intéressé à la formulation d’un béton autoplaçant utilisant des matériaux locaux et des bétons autoplaçants incorporant des granulats de caoutchouc (issus de la valorisation des déchets de pneus usagés) avec différents pourcentages de substitution. La cinétique de la réaction d’hydratation des bétons autoplaçants à base de granulats de caoutchouc est comparée à celle d’un béton autoplaçant de référence. L’évolution de la température adiabatique ainsi que la variation en fonction du temps du degré d’hydratation sont déterminées et interprétées. Les premiers résultats montrent que l’incorporation des granulats de caoutchouc modifie la cinétique de la réaction d’hydratation. Cette modification peut être à l’origine de la modification de l’état de contrainte à jeune âge dans le béton. 6. REFERENCES [1] ANPE www.ANPE.TN.COM [2] Toutanji,h.a, « The use of rubber tire particles in concrete to replace mineral aggregates , cement and concrete composites »1995 , vol 18, pp 135-139 [3] K.B.Najim, M.R. Hall, « A review of the fresh/hardened properties and applications for plain(PRC) and self-compacting rubberised concrete (SCRC) , construction and building materials vol 24(2010) pp 2041-2051 [4] S.Bonnet, A.Turatsinze, J-L.Granju, « Un composite cimentaire résistant à la fissuration : synergie granulats en caoutchouc-renfort par fibres , Bulletin des laboratoires des ponts et chaussées 250-251ref 4504 (2004) pp 43-54 [5] M.C. Bignozzi, F. Sandrolini, « Tyre rubber waste recycling in self-compacting concrete , cement and concrete research vol 24(2006) pp 735-739 [6] F.Ulm., O.Coussy, « Coupling in early-age concrete:from material modelling to structural design , International journal of solids and structures 35(31-32) pp 4295-4311 [7] V.Waller 00, « Relation entre composition des bétons, exothermie en cours de prise et résistance en compression , collection études et recherches des laboratoires des ponts et chaussées, série ouvrages d’art :OA35-LCPC,Parie in French [8] Regourd et Gauthier 1980, « Behavior of cement under accelerated hardening , Annales de l’ITBTP 179,65-96, Paris, France.

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Etude de la durabilité d’un béton à base de granulats légers d’une argile Tunisienne expansée Salem Nawel1, Ltifi Mounir1, Hassis Hédi1 1 : Université de Tunis El Manar, Laboratoire de génie civil, Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis Tunisie e-mail: [email protected]

Résumé Cet article présente une étude expérimentale visant à évaluer l'effet des granulats légers d’une argile Tunisienne expansée au laboratoire sur la résistance à la compression du béton, l'absorption d'eau, la résistance aux attaques chimiques et à la carbonatation libre. Les tests standards de la migration accélérée et de la diffusion ont été menés pour évaluer la résistance à la pénétration des ions chlorure. Les résultats ont été comparés avec le béton ordinaire et discutés. La confection du béton léger est réalisée afin de déterminer un béton de structure durable. Son absorption d'eau initiale a été légèrement plus élevée avec une faible concentration et profondeur de pénétration des chlorures. Mots clés : Argile Tunisienne expansée, béton léger, durable, absorption, immersion, attaque chimique, migration, carbonatation.

1. INTRODUCTION Jusqu'à 80% du volume du béton est formé des agrégats qui sont généralement issus de ressources naturelles. Comme l'agrégat naturel s'épuise dans un rythme croissant, l'industrie du béton a cherché d'autres alternatives [1]. Cependant, ces dernières années ont vu un intérêt remarquable au béton léger et cela a été un résultat de l'appréciation de l'environnement économique et aux avantages de l'utilisation de ce type de béton. Grâce à sa faible densité, les utilisations du béton léger sont augmentées en particulier dans la construction de bâtiments de grande hauteur et des ponts de longue portée. Le béton léger peut être produit en introduisant des agents comme la poudre d'aluminium ou des agents moussants, des agrégats minéraux légers tel que la perlite, la vermiculite, la pierre ponce, du schiste expansé, de l'ardoise et des agrégats de polystyrène ou d'autres matériaux polymères [2], [3]. Cet article présente une étude expérimentale visant à évaluer l'effet des granulats légers d’une argile Tunisienne expansée au laboratoire dans le béton, pour un rapport eau/ciment courant, sur sa résistance à la compression, l'absorption d'eau et l’absorptivité, la résistance aux attaques chimique et à la carbonatation à l’air libre. Les tests standards de migration accéléré, de diffusion ont été menés pour évaluer la résistance à la pénétration des ions chlorure dans le béton léger d’argile expansée. Les résultats ont été comparés avec ceux d'un béton normal et discutés. 2. MATÉRIAUX CONSTITUTIFS Le ciment (C) utilisé pour la confection du béton est un ciment Portland de type CEM I 32.5 MPa. Il a une masse volumique spécifique égale à 2950 Kg/m3, avec une surface spécifique égale à 3012 m2/Kg. Sa composition chimique est détaillée dans le tableau 1. Les procédés de fabrication des granulats légers varient suivant la matière première basée sur quatre grandes étapes. L’extraction et la préparation sont conditionnées par la nature de roche de l’argile [4]. Après l'expansion des agrégats, une étude chimique (tableau1) et une étude minéralogique (Fig1) ont été faites. L’analyse minéralogique de l’argile brute et après cuisson à 1150°C ont été réalisées par la technique de diffraction des rayons X et l’analyse chimique a été déterminée par la fluorescence de rayon X. C’est une argile formée de smectite, illite et de 22

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kaolinite. Après traitement thermique, on a observé des transformations dans les alliages amorphes en minéraux cristallins et formation des nouveaux produits (Mullite). Tableau 1 : Composition chimique du ciment, de l’argile brute et des granulats expansés % by mass Ciment Argile brute Granulats expansés

CaO

SiO2

Al2O3

Fe203

SO3

K2O

MgO

Na2O

MnO

P2O5

TiO2

ZnO

CaCO3

62.15 3.39

16.51 50.44

3.59 20.25

2.62 14.4

3.59 0.39

0.5 1.06

1.05 2.5

0.09 1.48

0.06

0.17

1.64

0.2

-

3.83

49.81

20.78

13.82

0.05

1.21

2.34

1.70

0.06

0.16

1.69

0.17

0.96

6.2

Fig.1 : Etude minéralogique de l‘argile brute et des agrégats expansés : Q : Quartz, M :Mullite, I : Illite, S : Smectite, K : Kaolinite, G :Geothite et C :Calcite

Les propriétés physiques des granulats légers (GL), du gravier et du sable ont déterminées selon les normes AFNOR et ASTM. Le tableau 2 et la fig 2 résument les différentes caractéristiques. L’absorption d’eau a été suivie avec le temps et estimée après immersion dans l’eau (ASTM C127). Elle est calculée comme la différence de masse entre l’agrégat après son immersion dans l’eau et l’agrégat sec et elle est exprimée en pourcentage. Selon le guide ACI et la norme NF P 18-309, les granulats légers de forme sphérique et de classe granulaire 4/16 ont une densité sèche inférieure à 880 kg/m3. Le coefficient volumétrique d'absorption d'eau des agrégats à 48 heures est inférieur à 8%. Le gravier de concassage utilisé pour la confection du béton ordinaire a une masse volumique réelle égale à 2.64 g/cm3. Le sable roulé de granulométrie 0/4 a une masse volumique réelle égale à 2.66 g/cm3 et de module de finesse 2.36. Tableau 2 : Propriétés physiques des différents granulats utilisés

Sable (S) Granulats légers (GL) Gravier (G)

Taille maximale (mm) 0-4 4-16

Densité g/cm3 2.66 1.52

Masse vol. en vrac (g/cm3) 1.6 0.84

4-16

2.64

1.4

Absorption d’eau (%) 1h 48h 2.62 3.68 1.49

1.61

Fig.2 : Courbe granulométrique des différents granulats 23

Equivalent de sable (%) 96 -

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3. METHODES ET ESSAIS 3.1. Formulation La confection des bétons légers est menée dans le but de déterminer un béton de structure avec des granulats légers d’une argile Tunisienne expansée. Les méthodes de formulation de béton léger (BL) sont similaires à celles utilisées pour le béton normal (BN) en prenant en compte la densité et le coefficient d'absorption spécifique des granulats légers vue que le problème principal dans le béton léger à l’état frais est l’absorption de l’eau du gâchage. Le tableau 3 résume la formulation du béton léger et ordinaire en Kg/m3. Pour déterminer l'ouvrabilité du béton frais, un essai d'affaissement a été réalisé selon la norme ASTM C 143. Pour chaque formulation, trois éprouvettes cylindriques (Ф11cm*22 cm) sont effectuées et destinées pour les essais mécaniques. La masse et le volume des échantillons ont ensuite été mesurés pour déterminer la densité apparente. La porosité du béton durci a été mesurée sur des échantillons cylindriques et calculée selon ASTM C642. Tableau 3 : Composition du béton Kg/m3 E/C C (Kg/m3) E (Kg/m3) S (Kg/m3) G (Kg/m3)

BN 0.5 350 175 695.93 1176.05

BL 0.5 350 175 714.74 666.37

3.2. Etude de la durabilité Les disques pour tous les essais de la durabilité ont été soumis à une saturation à vide pendant 4 heures puis dans l'eau pendant 72 heures supplémentaires. Le poids de la surface saturée sèche a été mesuré. Les échantillons ont ensuite été placés dans une étuve réglée à 80°C pendant des jours jusqu’à une masse sèche constante des échantillons. Il a fallu environ 30 jours pour atteindre une masse stable. 3.2.1 Absorption et absorptivité Un revêtement de protection a été appliqué à la circonférence des disques pour éviter l'eau de pénétrer par les côtés. Les spécimens ont été pesés, puis une face a été mise en contact avec de l'eau. Le gain de poids dû à l'absorption d'eau était mesuré. L'absorption d'eau initiale et l’absorptivité des bétons ont été testées selon la norme ASTM C 1585 en mesurant l’augmentation de la masse des échantillons en fonction du temps avec une surface exposée à l'eau. Après, on a calculé l’absorption d'eau initiale (kg/m2) et l’absorptivité (kg/m2 h0.5) qui est la pente de la courbe de régression de la quantité d'eau absorbée par unité de surface par rapport à la racine carrée du temps écoulé à partir de 1h à 24h. 3.2.2 Migration et diffusion pure Pour l’essai de la migration accélérée, après saturation de l’échantillon de béton d'épaisseur constante (2cm), il est introduit dans une cellule de migration. Chaque cellule est formée de deux compartiments cylindriques en plexiglas transparent avec une capacité de 5 l approximativement. Le diamètre des échantillons est de l’ordre de 11 cm et la section offerte pour la diffusion est constante égale à 78.5 cm2. Les deux compartiments sont remplis de solution basique renfermant 1 g/l de NaOH et 4.65g/l de KOH. Le compartiment amont contient en plus une solution de NaCl de concentration proche de celle de l’eau de mer (30 g/l) [5]. Dans chaque compartiment se trouve une électrode métallique reliée à un générateur de courant continu, l’une sous forme d’une plaque en acier inoxydable (cathode) placé dans le compartiment amont, l’autre sous forme de spirale en cuivre-niobium placé dans le compartiment aval (anode). Une différence de potentiel de l’ordre de 30V est appliquée entre ces électrodes de sorte que les ions chlorures (Cl-) passent de la solution saline (amont) au compartiment aval en traversant l'échantillon. 24

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Pour la diffusion pure, l’essai consiste à mettre en contact des éprouvettes de béton avec une solution de NaCl dosée à 30g/l pendant 35 jours d’immersion. On a utilisé des échantillons cylindriques (11*10 cm*cm). Après la durée d’immersion, les échantillons ont été coupés en différents disques cylindriques pour déterminer la diffusivité apparente et les profils de pénétration de chlorures libres et totaux en appliquant la méthode citée dans AFPC-AFREM. 3.2.3Attaque chimique Pour évaluer la durabilité de différents échantillons et leur résistance chimique (ASTM C26796), après 4, 7, 28 et 90 jours de l’absorption par immersion dans la solution du chlorure de sodium (NaCl) et dans l’eau (H2O), la variation de poids de spécimens a été examinée et la résistance à la compression à 90 jours a été mesurée. 3.2.4 Carbonatation à l’air libre Pour l’essai de la carbonatation naturelle sur des échantillons vieillis naturellement à différents âges, la phénolphtaléine est l’indicateur coloré le plus utilisé pour caractériser les fronts et la profondeur de carbonatation. 4. RESULTATS ET DESCUSSIONS 4.1. Résistance mécanique On présente dans le tableau 4 les valeurs de la densité sèche, la porosité à l‘eau et la résistance à la compression à 3, 28 et 90 jours. Le béton léger obtenu est un béton de structure avec une résistance à la compression à 28 jours supérieure à 17 MPa et une densité inférieure à 2000 kg/m3 qui confirme sa légèreté avec l’ACI 318-63 et la norme NF P 18-309. Tableau 4 : Résistance à la compression du béton léger et normal BN* BL*

Densité sèche (Kg/m3) 2365 1900

Porosité à l’eau (%)

Résistance à la compression (MPa) 3 28 90 13.3 11.73 29.19 37.23 20.68 10.88 17.89 23.45 *Moyenne de trois valeurs

4.2. Absorption et absorptivité L'absorptivité de béton léger est comparable à celle du béton normal et cela pour le même rapport E/C. La vitesse d’absorption de l’eau initiale de béton léger égale à 4*10-4 mm3mm-2h1 était peu supérieure à celui du béton témoin (3*10-4 mm3mm-2h-1) (Fig3). Ceci est probablement lié à l’état de la surface du béton qui a été coupé à partir des échantillons cylindriques. Ces échantillons possèdent des pores intérieurs ouverts qui ont probablement contribué à l'absorption plus élevé d'eau initiale [6]. D’autres pores des granulats légers étaient inaccessibles par l'eau en particulier pour ceux qui sont frittés et ont une coquille externe dense. L'agrégat agira comme un mur obstacle et augmente la longueur du chemin de la migration de l'eau dans l'ensemble, au lieu de passer par l'agrégat. Il sera une barrière contre la migration réduisant de ce fait la continuité de capillaire des pores dans le béton. Un autre facteur qui influe sur la sorption du béton est la taille des pores. En principe, l'absorption d'eau est causée par l’effet capillaire de pores. Plus la taille des pores augmentent, plus l’effet de capillarité diminue. Les grands pores dans les agrégats légers peuvent contribuer à l'absorption d'eau. Plus la zone de transition interfaciale du béton léger sera dense, plus l’absorptivité sera réduite dans le béton léger (1.7 *10-5), même si elles possèdent une porosité continue [7].

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Fig.3 : Absorption et absorptivité du béton léger et normal

4.3. Migration accélérée et diffusion pure Les coefficients de diffusion apparente de chlorure (Dapp) totaux et libre obtenus et les coefficients de diffusions effectives (Deff) sont présentés dans le tableau 5 pour les deux types de béton. Afin de calculer le taux de migration de la solution de chlorure d'anode, l’analyse de régression linéaire est mise en œuvre sur l'état stationnaire des courbes de concentration de chlorure. On a également constaté que le Dapp libre est légèrement inférieur à Dapp totale et cela indiquant la faible présence des chlorures liés (tableau 5). La fig.4 montre les profils de chlorure totaux et libre pour le béton léger et normal pour différent profondeur. L'étude a visé à contribuer à l'importante question de la durabilité de béton de granulats légers et montre que le béton de granulats légers avait le moins concentration de chlorure pénétré que celui de béton normal (fig.4). L'explication de ce phénomène est susceptible d'être l’action des granulats légers comme un réservoir qui possède une haute capacité d'absorption. Ces agrégats agiraient en tant que réservoirs de protection vers le reste de la matrice et absorbent la solution de chlorure, cité par O. Kayali et al [8]. La profondeur de pénétration du chlorure et le coefficient de migration (Deff) des granulats légers déterminés étaient inférieurs à celles de béton normal pour le même rapport E/C [7]. Tableau 5 : Coefficient de diffusion apparente et effective du béton léger et normal

BN BL

D app (libre) (m2/s) 3.120E-10 3,923E-10

D app (totaux) (m2/s) 3,124E-10 3,941E-10

Deff (m2/s) 3,154E-12 0.16E-12

Fig 4 : Profils de pénétration des ions chlorures libres et totaux

4.4. Attaque chimique Le degré d'attaque par les chlorures a été évalué par la mesure de la réduction de la résistance à la compression (R.R.C) (Tableau6), le changement de poids (fig.5) et l'inspection visuelle. La variation de poids observée a été faible pour les deux types de béton après 90 jours d'immersion. La R.R.C a été calculée et on a trouvé une faible variation après l'attaque des chlorures [9]. L'attaque du chlorure est un essai accéléré pour déterminer l’attaque chimique dans le béton. La réduction de la résistance à la compression est due à la faible réduction de l'hydroxyde de calcium dans la pâte de ciment vue la réaction pouzzolanique. 26

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Tableau 6: Mesure de la réduction de la résistance à la compression

BN* BL*

R.C (H2O) MPa (90j) 44.16 37.37

R.C(NaCl) MPa (90j) 42.46 36.23

R.R.C (%) 3.85 3.05

Fig 5: Le gain de poids de béton normal et léger pendant 90 jours d'immersion dans NaCl (a) et H2O (b) solution

4.5. Carbonatation Pour le même rapport eau-ciment E/C, on a constaté que la profondeur de la carbonatation de béton léger est plus faible que le béton contenant des agrégats denses après 16 et 32 mois d’exposition (Tableau7). La zone interfaciale entre les granulats et la pâte de ciment dans le béton léger est plus dense et plus mince. Par conséquent, la propagation de la carbonatation de béton léger peut être légèrement différente de béton normal. Rodhe et X-Betong, cité par TY Lo et al, ont constaté que la carbonatation dans les granulats de l’argile frittée était plus faible. Ceci a été attribué à la modification de la structure des pores par la réaction pouzzolanique entre le ciment et les granulats frittée [10]. Tableau 7: La profondeur de carbonatation (mm) de béton normal et léger après 16 et 32 mois d'exposition BL BN

16 Mois (mm) 1.5 2

32 Mois (mm) 1.75 3.33

5. CONCLUSION Cette étude a montré que le béton façonné avec des granulats léger d’une argile Tunisienne expansée au laboratoire est un béton léger de structure durable vis-à-vis les résultats de différents essais réalisés. Références [1] F. Bektas, K. Wang and H. Ceylan (2009), Effects of crushed clay brick aggregate on mortar durability, Construction and Building Materials 23, 1909–1914. [2]P. Mounanga, W. Gbongbon, P. Poullain and P. Turcry (2008), Proportioning and characterization of lightweight concrete mixtures made with rigid polyurethane foam wastes, Cement & Concrete Composites, 30, 806–814. [3] H. Tanyildizi and A. Coskun (2008), Performance of lightweight concrete with silica fume after high temperature, Construction and Building Materials, 22, 2124–2129. [4] N. Salem, M. Ltifi and H. Hessis (2012), Characterization of Tunisian Clay and Its Expanded Clay Aggregates for Beneficial Use in Lightweight Concrete, TRB 91st Annual Meeting. [5] K. Akrout (2009), Étude de l’effet des sables calcaires sur la durabilité des bétons, THESE DE DOCTORAT, L’ECOLE NATIONALE D’INGENIEURS DE TUNIS. 27

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Effet des agrégats de perlite expansée sur les propriétés mécaniques et thermophysiques du béton léger Jedidi Malek1, Benjeddou Omrane1,2, Soussi Chokri1,3 1 : Institut Supérieur des Etudes Technologiques de Sfax – Tunisie 2 : Université de Tunis El Manar, Laboratoire de génie civil, Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis Tunisie 3 : Université de Sfax, Laboratoire de Géoressources, Matériaux, Environnement et Changement Globaux, Faculté des sciences de Sfax– Tunisie e-mail: [email protected]

Résumé Ce papier présente les résultats d’une étude expérimentale sur l’évaluation des propriétés mécaniques et thermophysiques d’un béton léger à base d’agrégats de perlite expansée. L’effet de l’ajout optimal d’agrégats de perlite dans le béton sur ces mêmes propriétés fait aussi l’objet d’une étude. La première partie de cette étude expérimentale est consacrée pour le choix de la procédure de malaxage convenable pour ce type de béton. Par la suite, six séries d’éprouvettes cubiques et six séries d’éprouvettes parallélépipédiques ont été préparées en variant la proportion des agrégats de perlite dans le béton par substitution du sable allant de 0% à 80% de son volume. Les éprouvettes cubiques ont été écrasées à l’âge de 28 jours afin de mesurer la résistance à la compression du béton. Les autres éprouvettes ont été testées pour déterminer la conductivité thermique. La masse volumique du béton testé est de l’ordre de 550 kg/m3 pour un pourcentage de 80% d’agrégats de perlite. Ceci permet de classer ce type de béton dans la catégorie des bétons très légers. Les résultats ont montré que la résistance à la compression et la conductivité thermique du béton diminuent en augmentant la proportion de perlite. Mots clés : Perlite expansée, béton léger, conductivité thermique, résistance à la compression.

1. INTRODUCTION La perlite est une roche volcanique siliceuse, contenant des molécules d’eau. Elle est broyée et expansée thermiquement aux alentours de 1200 °C puis elle est chauffée à très haute température dans un four. L’eau s’évapore et les granulés minéraux enflent sous l’action des molécules d’eau qui se transforment en vapeur. Ce traitement thermique provoque une expansion qui donne des billes vitrifiées 4 à 20 fois plus grosses que leur volume initial [1]. Les grains blancs de perlite expansée, lors de leur fabrication, deviennent alors très légers et stables dans le temps. En raison de ses caractéristiques d’isolation et de son poids léger, la perlite expansée est utilisée pour l'isolation des toitures-terrasses ou des combles perdus. Elle est aussi largement utilisée en vrac comme isolant dans la construction en maçonnerie [2,3]. Le principal inconvénient de la perlite, utilisée seule, c’est qu’elle est hydrophile, c’est à dire qu’elle absorbe l’humidité. Sa capacité d’absorption d’eau est de 4 à 5 fois son poids. Du fait de sa composition, la perlite possède des propriétés très intéressantes vis-à-vis de la résistance au feu. La présence de silice en grande quantité dans le matériau lui confère une température de fusion élevée et une conductivité thermique faible. La perlite peut être utilisée dans l’isolation des installations et des constructions [4]. L'objectif principal de ce travail est de fournir davantage de données sur les effets des agrégats de perlite expansée sur les propriétés thermophysiques et mécaniques du béton léger. Ce béton léger est un mélange composé de ciment, de sable, d’agrégats de perlite expansée et de l’eau. 2. LE PROGRAMME EXPERIMENTAL 28

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La première partie de cette étude expérimentale consiste à trouver la procédure de malaxage la plus convenable pour préparer des gâchées de béton léger à base d’agrégats de perlite expansée. La seconde partie est consacrée à l’évaluation de l’effet de la variation de la proportion des agrégats de perlite expansée dans ce béton sur ses propriétés mécaniques et thermophysiques. Pour cela, on a préparé six types de béton léger avec des proportions différentes d’agrégats de perlite par substitution du sable [0%, 15%, 30%, 45%, 60% et 80% de volume du sable] (tab.1). Tableau 1 : Composition des différents bétons testés Code des bétons

E/C

B0 B15 B30 B45 B60 B80

0,70 0,70 0,70 0,70 0,70 0,70

Sable 0/5 3

[m ] 1 0,850 0,700 0,550 0,400 0,200

[kg] 1420 1207 994 781 568 284

Perlite expansée 2/4 [%] 0 15 30 45 60 80

3

[m ] 0 0,150 0,300 0,450 0,600 0,800

[kg] 0 10,5 21 31,5 42 56

Ciment CEMI 32,5 [kg] 300 300 300 300 300 300

Eau [m3] 0,210 0,210 0,210 0,210 0,210 0,210

Par la suite, trois éprouvettes cubiques de dimensions 100 mm x 100 mm x 100 mm et une éprouvette parallélépipédique de dimensions 40 mm x 270 mm x 270 mm ont été préparées par chaque type de béton. Finalement, les éprouvettes cubiques seront écrasées à l’âge de 28 jours dans le but de déterminer la résistance à la compression des différents bétons à cet âge [5]. Les conductivités thermiques des différents bétons seront mesurées sur les éprouvettes parallélépipédiques. 3. LES MATERIAUX UTILISES Les agrégats de perlite expansée : La perlite expansée utilisée dans cette étude expérimentale provient de l’usine PERLA Group de Radès (fig.1). Sa masse volumique est de l’ordre de 70 kg/m3 pour une fraction granulaire de 2 - 4 mm. Les autres caractéristiques de la perlite expansées sont présentées dans le tableau 2. Tableau 2 : Les caractéristiques de la perlite expansée Couleur PH Odeur Point de fonte Température spécifique Densité Conductivité thermique Comportement au feu Fraction granulaire (mm)

Blanche 7 Inodore 1200 °C 0.20 kcal/kg °C 80 kg/m3 0.040 W/m°K MO 2-4

Fig.1 : Agrégats de perlite expansée

Le ciment est un CEM I 32.5 A L provenant de la cimenterie de Gabès. Le sable est un sable naturel 0/5 de module de finesse égal à 2.51 et de masse volumique apparente de l’ordre de 1.42 g/cm3. 4. RECHERCHE DE LA PROCEDURE DE MALAXAGE DU BETON LEGER A BASE D’AGREGATS DE PERLITE EXPANSEE 29

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Vu que les agrégats de perlite expansée sont très friables, le malaxage du béton léger à base de ces agrégats doit être effectué soigneusement pour éviter leur broyage et par conséquent la modification de leur granulométrie. On a essayé trois procédures différentes. La première consiste à malaxer le béton léger à l’aide d’un malaxeur à axe de rotation vertical. Les étapes de cette procédure sont les suivantes (fig.2) : 1. Malaxer à sec (le sable, le ciment et les agrégats de perlite expansée) jusqu'à homogénéisation (fig.2(b)). 2. Ajouter la quantité de l'eau et malaxer jusqu'à homogénéisation complète du mélange (fig.2(c)). (a)

(b)

(c)

(d)

Fig.2 : Les étapes de la 1ère procédure de malaxage

Avec cette procédure, on a remarqué que la majorité des agrégats de perlite sont broyés à cause du malaxage, la granulométrie des grains de perlite a changé vue leur friabilité et par conséquent le mélange a raidi (fig.2). Pour remédier à ce problème nous avons pensé à une deuxième procédure dont les étapes sont (fig.3) : 1. Malaxer à sec (le sable et le ciment) jusqu'à homogénéisation. 2. Ajouter la quantité de l'eau et malaxer jusqu'à homogénéisation complète du mélange (fig.3(a)). 3. Remplir le moule par les agrégats de perlite (fig.3(c)). 4. Verser la quantité du mortier (très fluide) dans la matrice granulaire (fig.3(d)).

Fig.3 : Les étapes de la 2ème procédure de malaxage

Le résultat obtenu par cette procédure est décourageant : le mélange obtenu est très hétérogène (fig.4(b)). Une troisième procédure a était approuvée et a donné satisfaction du produit .Il s’agit de : - Malaxer les quantités de sable, de ciment et de l’eau - Incorporer la perlite expansée en une seule fois. - Malaxer doucement en un minimum de temps jusqu’à l’homogénéisation du mélange. (a)

(b)

(c) 30

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Fig.4 : Photos des éprouvettes de B80 préparées selon les trois procédures de malaxage

5. RESULTATS ET INTERPRETATIONS 5.1. Masse volumique Les masses volumiques des six bétons sont indiquées dans le tableau 3. Il parait très logique que la masse volumique du béton diminue considérablement en augmentant par substitution le pourcentage de perlite expansée (de 1710 kg/m3 pour B0 à 560 kg/m3 pour B80 (fig.5)). Ceci montre que la substitution de la perlite au détriment du sable n’a pas d’influence sur le volume final du mélange (fig.4(a) et fig.4(c)). Ce qui prouve l’importance du choix de la procédure de malaxage. Code du béton B0 B15 B30 B45 B60 B80

Tableau 3 : Les résultats expérimentaux La masse La résistance à la la conductivité volumique compression thermique (Kg/m3) (MPa) (W/mK) 1710 30 0,62 1500 18,5 0,56 1295 10,5 0,51 1065 8,6 0,35 835 4,2 0,21 560 3,4 0,13

La résistance thermique (m2K/W) 0,293 0,214 0,235 0,342 0,571 0,923

1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400

1710 1500 1295 Fc (MPa)

Masse volumique (Kg/m3)

5.2. Résistance à la compression Les valeurs des résistances à la compression des six bétons à l'âge de 28 jours sont présentées sur la figure 6 et dans le tableau 3. De la même manière les résistances à la compression sont inversement proportionnelles au l’augmentation du pourcentage de perlite expansée. Pour un pourcentage de perlite au delà de 30 %, le béton obtenu peut être classé dans la gamme des bétons légers à très légers (tab.3).

1065

835 560

5.3.

30

18,5 10,5

8,6 4,2

3,4

0 15 30 45 60 80 Fraction volumique de perlite expansée [%]

0 15 30 45 60 80 Fraction volumique de perlite expansée [%]

Fig.5: Variation de la masse volumique en fonction de la fraction volumique de perlite

35 30 25 20 15 10 5 0

Fig.6 : Variation de la résistance à la compression en fonction de la fraction volumique de perlite

Conductivité thermique

La méthode utilisée pour mesurer la conductivité thermique λ est celle de la boite (fig.7). Les mesures sont effectuées sur les éprouvettes présentées sur la figure 8. En régime est permanent, la conductivité thermique se calcule par la formule suivante [7]: 31

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lexp 

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V 2  e   C (TB  Te )  S (T fB  T fi )  R 

(1)

Avec :  (T fB  T fi ) : Différence de température entre la face chaude et la face froide de l’échantillon, °C  (TB  Te ) : Différence de température entre l’intérieur et l’extérieur de la boite, °C  S : Surface de l’éprouvette, m²  e : Epaisseur de l’échantillon, m  V : Différence de potentiel, V  R : Résistance, Ω  C : Coefficient des déperditions de la boîte, W/°C

Fig.7 : Boite de mesure de la conductivité thermique

Fig.8 : Echantillons préparés pour la mesure de la conductivité thermique λ

A partir de la conductivité thermique (Eq.1), on peut déduire la résistance thermique Rth, par e l’expression suivante : Rth  (2)

lexp

0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0,62

1 0,56

0,51 0,35 0,21 0,13

0,923

0,6

0,2

0,342 0,193 0,214 0,235

0 15 30 45 60 80 Fraction volumique de perlite [%]

15 30 45 60 80 Fraction volumique de perlite [%]

Fig.9 : Effet de la variation de la fraction volumique de perlite sur la conductivité thermique du béton

0,571

0,4

0 0

e = 12 cm

0,8 Rth (m²K/W)

λ (W/mK)

Les résultats de ces mesures effectuées sur différents bétons sont présentés respectivement sur les figures 9 et 10.

Fig.10 : Effet de la variation de la fraction volumique de perlite sur la résistance thermique du béton

Les résultats obtenus montrent que la conductivité thermique a diminué en augmentant le pourcentage de perlite expansée. La valeur convaincante de la conductivité thermique des bétons obtenus (B30, B45, B60 et B80) est due essentiellement à la bonne répartition granulaire de la perlite et de son dosage ainsi que les caractéristiques thermiques de la perlite elle-même. Le choix d’un type de béton à base de perlite dépend de la valeur de la conductivité thermique ciblée. 32

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Finalement, ce type de béton trouve sa place dans des multiples applications en le comparant avec d’autres types des bétons légers (tab.4). Tableau 4 : Les conductivités thermiques de différents types de bétons (W/m °K) [7] Béton cellulaire Béton d’argile expansé Béton lourd Mortier de 3 ciment 500 ≤ ρ [kg/m ] ≤ 1100 normal 0.23-0.32 0.21-0.43 0.93 1.30

6. CONCLUSION D’après cette étude expérimentale, les conclusions suivantes ont été tirées : La masse volumique du béton diminue considérablement en augmentant la fraction volumique de perlite expansée. Ce béton est considéré comme léger à très léger pour des fractions volumiques de perlite supérieures à 30 %. La résistance à la compression du béton testé est très faible pour des fractions volumiques d’agrégats de perlite au delà de 30 %. La bonne répartition des grains de perlite ainsi que leur dosage réduisent considérablement la conductivité thermique du béton. L’optimisation de la fraction volumique de perlite dépend des performances thermiques recherchées. Références [1] Chandra S., Berntsson L. (2002). Lightweight Aggregate Concrete. Noyes Publications/William Andrew Publishing. NY, p.367. [2] ASTM C 330/330M. (2009). Standard Specification for Lightweight Aggregates for Structural Concrete, ASTM, West Conshohocken, 4pp. [3] ASTM C 332. (2009). Standard Specification for Lightweight Aggregates for Insulating Concrete, ASTM, West Conshohocken, 3pp. [4] ACI. (2002). Guide to Thermal Properties of Concrete and Masonry Systems, ACI 122R-02, Detroit, 21pp. [5] EN 12390-3. (2009). Testing hardened concrete. Part 3: Compressive strength of test specimens. European Committee for Standardization CEN. [6] Torres ML., Garcia-Ruiz PA. (2009). Lightweight pozzolanic materials used in motars: evaluation of their influence on density, mechanical strength and water absorption. Cement and Concrete Composites, 31, pp. 144-119. [7] Kellati N ., El Bouardi A., Ajzoul T., Ezbakhe H. (2007). Etude de propriétés thermophysiques et acoustiques du liège compact et granulaire. Revue des Energies Renouvelables CER’07.Oujda, 241-244.

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Contribution des fillers calcaires et des cendres volantes à l’amélioration des résistances caractéristiques des bétons Abdelhamid R’MILI 1,2, Kabil SAHLI 1 , Hédi HASSIS 1 1 : Université de Tunis El Manar, Laboratoire de génie civil, Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis Tunisie 2 : Département de génie civil, ENSIT (ex. ESSTT et ENSET), Université de Tunis - Tunisie e-mail: [email protected]

Résumé Les principaux critères de performance que visent les prescripteurs et les fabricants de béton sont la résistance caractéristique et la maniabilité des bétons. Ces paramètres dépendent des caractéristiques des différents constituants et de leurs proportions dans le mélange. Toutefois la matrice liante influe directement sur le développement des résistances, sur la qualité du béton. Ce papier s’intéresse à l’incorporation de deux additions minérales (filler calcaire et cendre volante) dans la composition du béton à raison de 10 à 40 % par rapport au dosage de ciment. Ces additions sont introduits chacun, en substitution ou en complément par rapport au dosage en ciment d’un béton témoin. L’étude expérimentale montre que l’ajout en complément du filler ou de la cendre permet d’améliorer les résistances mécaniques et admettent un optimum situé aux alentours de 20 %. Un gain de 15 et 25 % de résistance à la compression est obtenu respectivement pour le filler et la cendre. Cependant la substitution de ces produits fait diminuer progressivement les résistances par rapport à celles du béton témoin. Elles atteignent 30 et 34 MPa pour une substitution respectivement de 30% de filler ou de cendre. Toutefois ces résistances restent assez élevées par rapport à celles des bétons diminués du même pourcentage de ciment et sans aucune addition. La maniabilité est aussi améliorée pour les bétons avec additions minérales en complément ou en substitution. Une augmentation de 30 à 45 mm d’affaissement est observée sous l’effet du filler et de cendre malgré le maintien d’un rapport Eau/liant équivalent fixe (E/Léq. ≈ 0,55). Les résultats obtenus montrent que cette étude peut contribuer à résoudre le problème de manque d’une gamme variée de ciments composés, à l’économie et à la protection de l’environnement en proposant des bétons écologiques.. Mots clés : résistance, maniabilité, béton, filler calcaire, cendre volante, indice d’activité.

1. INTRODUCTION Le souci majeur des bétonneurs est de garantir les critères exigés par les prescripteurs, les cahiers des charges et les instructions normatives (NT 21.195, EN 206-1). Outre les granulats et leur granularité, le milieu environnant et ses exigences, la première performance à garantir et à satisfaire est la résistance caractéristique du béton [1], [2]. En plus des performances visées, les professionnels de béton cherchent à avoir un produit de qualité et compétitif en abaissant le dosage en ciment dans le béton. De même les défendeurs de l’environnement implorent la diminution du dégagement du dioxyde de carbone dégagé lors de la fabrication du ciment et appellent à la confection de bétons écologiques. De même et en l’absence d’une gamme variée de ciments composés, l’incorporation d’additions minérales directement dans le béton devient une solution inévitable à ces problèmes. Ce papier présente une étude expérimentale sur l’amélioration de la résistance caractéristique et la maniabilité du béton par l’incorporation d’un filler calcaire et d’une cendre volante. Ces poudres introduites en substitution ou en complément au ciment. Les résultats montrent que les résistances sont améliorées pour le filler et la cendre en complément et prennent des optimums au alentour de 20 % en atteignant respectivement des résistances de 46 et 48,5 MPa par rapport au témoin ayant 40 MPa à 90 jours de conservation. Par contre les 34

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résistances, pour le filler et la cendre en substitution, diminuent mais restent bien élevées par rapport à celles des bétons sans aucun ajout. Une baisse de 20 et 15 % de résistance est observée pour une substitution respectivement de 30 % de cendre volante et de filler calcaire. Il est à noter que ce sujet a été initié par une convention entre l'ENIT et ACE. 2. MATÉRIAUX CONSTITUTIFS Les granulats qui ont servi à la composition des bétons de cette étude sont constitués de :  un sable siliceux alluvionnaire roulé (SR) de classe granulaire 0/2,5 (tableau 1),  un gravier calcaire concassé (GC) de classe granulaire 4/16 (tableau 1), Tableau 1 : Caractéristiques physiques des granulats  Fines < Module Equivalent Valeur MVR** Granulats 80μm Finesse Sable (%) de Bleu (g/cm3) Sable (SR) 1 6.13 2.66 76 2. 65 Gravier (GC) 2.70 *

MVA : masse volumique apparente -

**

MVR : Masse volumique réelle

Le liant de base est un ciment CEM I 42.5 conforme à la norme NT 47.01. Ces caractéristiques physiques sont: une densité égale à 3.10 et une surface spécifique Blaine de SSB égale à 440 (m2/kg). Les additions minérales sont constitué de :  un filler calcaire de classe granulaire 0/0.112 avec 96.6 < à 0.080 mm, de densité égale à 2.71 et une SSB égale à 330 m2/kg. Une cendre volante de densité égale à 2.16 et une SSB égale à 384 m2/kg. La figure 1 montre que cette cendre est composée de quartz (pic à 3.36), de mullite (3.40), de l’hématite (2.70) et de l’aluminosilicate (3,40 et le petit pic à coté).

Fig. 1 : Analyse minéralogique de la cendre volante(*)

Les idices d’activité des fillers et cendres, déterminés sur mortier, remplissent les exigences des normes en vigueur (tableau 2). Ainsi, les fillers calcaires doivent avoir un indice d’activité à 28 jours supérieur ou égal à 0.71 (NF P18-508). De même, les cendres volantes doivent présenter notamment un indice d’activité supérieur ou égal à 0.75 à 28 jours et 0.85 à 90 jours (EN 450). (*)

La cendre volante utilisée dans cette étude a été fournie par ACE dans le cadre d’une convention avec le LGC.

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 Aucun adjuvant n’est introduit dans cette partie d’étude. Tableau 2: indice d’activité des additions minérales R28 R90 Mortier de : i28 i90 (MPa) (MPA) Ciment 39,64 65,76 Cendre volante 34,57 62,31 0,87 0,95 Filler calcaire

34,65

52,48

0,87

0,89

3. APPROCHE DE FORMULATION La formulation du béton témoin se base sur la méthode de Dreux-Gorisse en visant les performances suivantes [1]:  Une résistance caractéristique à la compression égale à 30 MPa,  Un affaissement au cône d’Abrams égal à 8 cm. La composition du béton témoin est présentée au tableau 3. Les compositions des bétons dits « bétons substitués » sont obtenues en substituant au ciment témoin de 10, 20, 30 et 40 % de filler calcaire (BFS) ou de cendre volante (BCS) (tableau 4). Les compositions des bétons dits « bétons ajoutés » sont obtenues en ajoutant en complément au ciment témoin 10, 20, 30 et 40 % de filler calcaire (BFA) ou de cendre volante (BCA) (tableau 4). Les compositions des bétons de comparaison ont été obtenues en retranchant 10, 20, 30 et 40 % de ciment par rapport au dosage en ciment du béton témoin B0 et sans aucune introduction d’additions minérales (B-X% Cim) Il est à noter que ces compositions avec ou sans additions minérales admettent les mêmes rapports d’eau sur liant équivalent (E/Léq.≈ 0,55) et un rapport de gravillon sur sable (G/S ≈ 1,8). Le manque à gagner ou à perdre en volume total des constituants est obtenu en corrigeant le dosage volumique des granulats. Code B0

Tableau 3: Composition du béton témoin Ciment Sable Gravillon Eau (kg) (kg) (kg) (kg) 374,178

626,196

1134,078

204,884

Tableau 4: Composition des bétons au filler calcaire et au cendre volante Filler* ou Cendre** substituants le Filler* ou Cendre** ajoutés au ciment BFA20 BFA40 Code * BFS10 BFS20cimentBFS30 BFS40 BFA10 BFA30 ** BCA20 BCA40 Code BCS10 BCS20 BCS30 BCS40 BCA10 BCA30 340,16 311,81 287,82 267,27 374,17 374,17 374,17 374,17 Ciment (kg) 2 5 9 0 8 874,836 8112,25 8149,67 Filler ou Cendre (kg) 34,016 62,363 86,349 106,90 37,418 8 3 1 Fil. ou Cend./Ciment 0,10 0,20 0,30 0,40 0,10 0,20 0,30 0,40

4. CARACTERISTIQUES DES BETONS ETUDIES Les bétons étudiés (témoins, au filler calcaire, au cendre volante et sans aucune addition) ont subi des tests de mesure de consistance sur béton frais (affaissement au cône d’Abrams) et des essais d’écrasement pour la détermination des résistances à 7, 28 et 90 jours sur béton durci. 4.1. Consistance des bétons à l’état frais Les courbes de la figure 2 montrent que les additions minérales améliorent la maniabilité des bétons et les affaissements passent par un optimum au alentour de 20 %. 36

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En fait et en raison de leurs petites dimensions, les poudres minérales se glissent entre les grains de sable, et contribuent ainsi à l’augmentation de la compacité du squelette solide et réduisent l’espace libre. Par conséquent une quantité d’eau qui occupait les vides est libérée dans la solution interstitielle se traduisant par une meilleure maniabilité. Un arrangement plus serré du squelette granulaire permet d’obtenir une plus grande ouvrabilité. [2][3] Les affaissements des bétons à la cendre volante sont légèrement plus élevés que les bétons au filler calcaire. Ceci est dû à la forme sphérique des grains de cendre par rapport à celle angleuse du filler. Ces affaissements sont aussi plus élevés par rapport et à ceux du béton témoin et des bétons sans aucune addition [4]. Pour des proportions élevées en additions minérales les affaissements diminuent car la viscosité augmente par effet de l’augmentation de la concentration du volume en éléments fins [5].

Fig. 2 : Affaissement en fonction de la teneur du filler et de la cendre

4.2. Résistance à la compression Les courbes de la figure 3 montrent que les résistances à la compression à 7 jours diminuent avec la teneur du filler calcaire ou de la cendre volante par rapport à celle du béton témoin. Cependant ces résistances sont meilleures dans le cas de la substitution que celui de complément de chacun des 2 additions minérales. Ceci s’explique par le caractère latent des matériaux pouzzolaniques dont l’effet réactif ne se développe qu’à partir du 28ème jours de coservation des éprouvettes. La résistance caractérisrique prise en compte est celle pour 90 jours d’âge [5]. Les courbes des figures 4 et 5 montrent que les résistances à la compression à 28 et 90 jours augmentent dans le cas d’additions en complément et passent par un optimum se trouvant entre 10 et 20 % et diminue lorsque la teneur d’addition dépasse les 25%. Ceci s’explique par le fait que l’incorporation d’ajouts minéraux de grains fins permet d’améliorer l’arrangement granulaire et la compacité du mélange contibuant ainsi à l’accroissement des résistances [5]. Ces résistances atteignent 46 et 48,5 MPa à 90 jours respectivent pour le filler et la cendre par rapport au 40 MPa pour le béton temoin. Par contre les résistances dans le cas d’additions en substitution diminuent par rapport à celle du béton témon mais leurs valeurs restent acceptables par rapport aux bétons diminués de 10 à 40% de ciment sans aucune addition minérale. Pour des teneurs de 40 % de filler ou de cendre en substitution au ciment, les résistances à 90 jours aboutissent respectivement à 30 et 34 MPA. Elle ne sont que de 17 MPa pour les bétons diminués de 40 % de ciment par rapport au 40 MPa du béton témoin. A échéance égale et pour les deux cas de substituion ou de complémént, les résistances des cendres volantes sont légerement meilleures que pour celles des fillers calcaires. Ceci 37

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s’explique par l’effet pouzzolanique des cendres qui developpent des résistances plus élevées que celle provoquées par l’effet filler de l’adition calcaire [4], [5], [6].

Fig. 3: Résistance à la compression à 7 jours en fonction de la teneur de filler et de cendre substituants ou ajoutés au ciment

Fig. 4: Résistance à la compression à 28 jours en fonction de la teneur de filler et de cendre substituants ou ajoutés au ciment

Fig. 5: Résistance à la compression à 90 jours en fonction de la teneur de filler et de cendre substituants ou ajoutés au ciment

4.3. Résistance à la flexion Les courbes de la figure 6 représentent les résistances à la flexion à 90 jours sur des éprouvettes prismatiques (70×70×280 mm3). Les mêmes remarques sont observées que pour les résistances à la compression (§4.2). Ces résistances passent par un optimum qui se situe entre 10 et 20 % d’additions, celles des bétons à la cendre sont légèrement plus élevées que celles des bétons au filler. De même les additions en complément donnent des résistances plus élevées que celles en substituant au ciment [7]. 38

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Fig. 5: Résistance à la traction à 90 jours en fonction de la teneur de filler et de cendre

5. CONCLUSION L’incorporation d’additions minérales dans la composition de béton, contribue à améliorer certaines propriétés, abaisser le coût et réduire l’émission du CO de l’industrie cimentaire. 2

Cette étude à montrer que le filler calcaire et la cendre volante ajoutés en complément au ciment ont améliorés les résistances mécaniques et la fluidité jusqu’à des proportions allant jusqu’à 30 %. Un gain de résistance à 90 jours de 15 et 21% est obtenu respectivement pour l’ajout en complément de 20% de filler et de cendre Pour le cas de substitution au ciment une baisse de résistance étant observées mais les valeurs pour 20 et 30% donnent à 90 jours 34,5 et 30 MPa pour le filler et 37 et 34 MPa pour la cendre. De tel résultat est comparable avec les bétons au ciment composés (CEM II). En l’absence d’une gamme variée de ciments composés, cette étude montre l’utilité de l’incorporation directement d’ajouts minéraux industriels (sous-produits) ou naturels (pouzzolanes) dans la formulation des bétons. Références [1] Dreux G., Festa J. (1978). Nouveau guide de béton : composants et propriétés, composition et dosage, fabrication, transport et mise en œuvre, contrôle et normalisation » édition Eyrolles, 1978. [2] De Larrard F. (1999) Concrete Mixture proportioning‐ A Scientific Approach, in Modern Concrete Technology Series No. 7, E&FN SPON,1999. [3] Sedran T. (1999). Rhéologie et rhéométrie des bétons : application aux bétons autonivelants. Thèse de Doctorat de l’ENPC, 1999, 220p. [4] Lawrence P. (2000). Sur l'activité des cendres volantes et des additions minérales chimiquement inertes dans les matériaux cimentaires, Thèse de l'Université Paul Sabatier, 2000 [5] Ferraris C.F., Obla et Hill.( 2001). Influence of mineral admixtures on the rheology of cement paste and concrete, Cement and concrete research, 2001, vol. 31, pp245‐255. [6] Cyr M. (1999). Contribution à la caractérisation des fines minérales et à la compréhension de leur rôle joué dans le comportement rhéologique des matrices cimentaires, thèse, INSA de Toulouse. [7] R’mili A. et Ben Ouezdou M. (20012). Valorization of the crushed sand and of the desert sand in the composition of the self-compacting concrete, MATEC Web of Conferences 2, 01001 (2012).

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Influence des adjuvant-plastifiants sur les performances des bétons : Corrélation entre le béton et son mortier équivalent Abdelhamid R’MILI 1,2 , Mourad CHEBBI 1, M’hammed ADDED 3 1 : Université de Tunis El Manar, Laboratoire de génie civil, Ecole Nationale d’Ingénieurs de Tunis, Tunisie 2 : Département de génie civil, ENSIT (ex. ESSTT et ENSETl, Université de Tunis – Tunisie 3 : Centre d’Essais et des Techniques de la Construction- CETEC. Tunisie e-mail: [email protected]

Résumé Le souci majeur des fabricants de bétons prêts à l’emploi est le maintien d’une maniabilité constante lors du transport tout en garantissant une ouvrabilité élevée lors de la mise en place du béton. Cette propriété du béton dépend de plusieurs paramètres tels que l’arrangement du squelette granulaire et la consistance de la pâte liante. En effet, une fois que le mélange granulaire a été optimisé, une amélioration de la maniabilité demande parfois l’incorporation d’adjuvant-plastifiants. Cela provoque un important gain d’ouvrabilité du mélange et une progression des résistances caractéristiques et de la qualité du béton. Ce papier s’intéresse à l’incorporation de deux plastifiants et d’un super-plastifiant dans la composition de béton afin d’observer leur effet sur ses performances à l’état frais et durci. D’autre part l’établissement d’une relation simple reliant les propriétés rhéologiques d'un béton au mortier qui le compose contribue au choix de l’adjuvant le plus efficace qui permet d’obtenir l’ouvrabilité recherchée. L’étude expérimentale montre que l’incorporation d’adjuvants de la famille des plastifiants et superplastifiants a permis d’améliorer considérablement la maniabilité et les résistances des bétons. Les résultats d’essais rhéologiques sur le mortier de béton équivalent (MBE) sont corrélables avec ceux obtenus sur le béton. Les corrélations entre l’affaissement au cône d’Abrams des bétons et l’étalement au mini-cône de leurs mortiers équivalents (MBE) a permis de se rendre compte du maintien de l’ouvrabilité dans le temps. La méthode MBE est une opportunité qui permet d’étudier le comportement rhéologique des bétons en éliminant le travail pénible sur des gâchées trop lourdes de béton. Mots clés : Rhéologie, plastifiant, ouvrabilité, mortier de béton équivalent, affaissement, étalement.

1. INTRODUCTION La consistance d’un béton est un paramètre primordial et constitue avec la résistance les deux critères principaux à satisfaire pour la formulation des bétons à propriétés spécifié (NT, 21.195, EN 206-1). En fait ces bétons doivent avoir une fluidité assez élevée qui assure une mise en œuvre aisée et un maintien de l’ouvrabilité suffisant pour le transport et la mise en place du béton frais. Ce papier présente une étude expérimentale sur l’amélioration de la consistance et les résistances caractéristiques du béton sous l’effet de 3 types d’adjuvants (2 plastifiants et un superplastifiants). Cette étude a permis d’estimer et de comparer l’évolution de la consistance des bétons en variant de 0 à 2% les proportions des 3 adjuvants testés. L’établissement d’une corrélation entre l’affaissement du béton et l’étalement de son mortier équivalent à constituer une bonne approche pour l’évaluation de la rhéologie des bétons adjuvantés. La comparaison entre les affaissements expérimentaux, sur des bétons adjuvantés, et ceux déterminés par l’approche de MBE indique une bonne estimation de la consistance dans le temps. Ainsi la méthode MBE permet de déterminer l’affaissement des bétons d’une part et 40

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de prévoir leur évolutions dans le temps d’autre part. Ceci permet de garantir les propriétés rhéologiques recherchées des bétons frais lors de leur transport et de leur mise en œuvre. De même une amélioration nette est observée sur les résistances des bétons avec adjuvants par rapport à celles du béton témoin. Cependant les résistances caractéristiques des bétons avec superplastifiants sont supérieures à celles des bétons avec plastifiants. 2. MATÉRIAUX CONSTITUTIFS Les matériaux qui ont servi à la composition des bétons de cette étude sont constitués de :  un sable siliceux alluvionnaire roulé (SR) de classe granulaire 0/2,5 (tableau 1),  un gravier calcaire concassé (GC) de classe granulaire 4/16 (tableau 1),

Granulats Sable (SR) Gravier (GC) *

Tableau 1 : Caractéristiques physiques des granulats  Fines < Module Equivalent Valeur MVR** 80μm Finesse Sable (%) de Bleu (g/cm3) 1 6.13 2.66 76 2. 65 2.70 -

MVA : masse volumique apparente -

**

MVR : Masse volumique réelle

 Un ciment CEM I 42.5 conforme à la norme NT 47.01. Ces caractéristiques physiques sont: une densité égale à 3.10 et une surface spécifique Blaine de SSB égale à 440 (m2/kg).  Les adjuvants sont constitués d’un plastifiant de code (PL1-M), et d’un superplastifiant de code (SP-M) provenant d’un premier fournisseur et d’un plastifiant de code (PL2-M) provenant d’un deuxième fournisseur (tableau 2). Tableau 2 : Caractéristiques physiques des adjuvants Type SP-M PL1-M PL2-S

Densité 1.08 ± 0.10 1.23 ± 0.02 1.185 ± 0.015

PH 6.5 ± 1 9.5 ± 1 4.5 ± 1

Na2Oeq ≤ 3.5% ≤ 5.0% ≤ 2.0%

3. APPROCHES DE FORMULATION

Extrait sec 22.1 ± 1.1 40%± 2 36.6 à 40.4 %

Cl< 0.1 < 0.1 < 0.1 < 0.1% < 0.1%

3.1. Composition des bétons Le béton témoin a été composé par la méthode de Dreux-Gorisse en visant les performances suivantes [1] (tableau 3):  Une résistance caractéristique à la compression égale à 30 MPa,  Un affaissement au cône d’Abrams égal à 8 cm (béton peu plastique). Les compositions des bétons adjuvantés sont obtenues en introduisant 0,5- 1- 1,5 et 2 % de chacun des trois adjuvants tout en déduisant leur volume par rapport au dosage en eau du béton témoin c.-à-d. un rapport d’eau efficace sur ciment constant (Eeff/C ≈ 0,55). 3.1. Composition des mortiers de bétons équivalents La méthode de mortier de béton équivalent (MBE) est basée sur le fait qu’il existe une corrélation simple reliant les propriétés rhéologiques d'un béton au mortier qui le compose. La composition du mortier de béton équivalent (tableau 3) est déduite de celle du béton de la manière suivante [2][3]:  même nature et dosage en ciment,  même rapport Eau efficace sur ciment,  même nature de sable mais avec un dosage corrigé en ajout une quantité de sable reproduisant la même surface granulaire que les gravillons retiré, 41

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 même nature et dosage en adjuvant et même mode d’introduction. Les adjuvants et leurs proportions sont identiques à celles introduits dans les bétons. Tableau 3: Composition du béton témoin et de son MBE Ciment Sable Gravillon Eau Code (kg) (kg) (kg) (kg) Béton témoin B0 374,178 626,196 1134,078 204,884 Mortier équivalent

MBE0

374,178

675,324

-

204,884

4. CARACTERISTIQUES RHEOLOGIQUES DES BETONS A L’ETAT FRAIS 4.1. Consistance des bétons à l’état frais La consistance de béton frais est déterminée à l’aide du cône d’Abrams en mesurant l’affaissement du béton tassé. Les courbes de la figure 1 montrent que les adjuvant-plastifiants ont joués leur rôle de point de vue action sur la rhéologie des bétons étudiés. Les affaissements des bétons adjuvantés augmentent avec la teneur des plastifiants par rapport au béton témoin. Ils passent de 8 cm à ≈17 cm pour 1%. Au-delà de 1% les valeurs pour le plastifiant (PL1-M) sont plus élevées que celles de (PL2-S). En effet les plastifiants, qui viennent se fixer par adsorption à la surface du ciment, provoquent une défloculation des grains et une lubrification de la pâte. Ce qui permet une amélioration de la maniabilité [4]. Ce pendant des signes de ségrégation ont été observé, au-dela de 1,5%, pour les 2 plastifiants (PL2-S) que celle de (PL1-M). Ceci est dû probablement au surplus de leur dosage et au dépassement du taux de saturation compatible avec le ciment utilisé. Le rapport d’eau efficace sur le ciment est maintenu constant (Eeff/C=0,55). Les affaissements des bétons avec le superplastifiant (SP-M) sont plus élevés que ceux des 2 plastifiants. En effet le super plastifiants agit par répulsion électrostatique en neutralisant les charges électriques présentes à la surface des grains et par répulsion stérique en écartant les grains les uns des autres. L’eau initialement piégée entre les flocs est de nouveau disponible pour l’hydratation ou pour fluidifier le mélange [5].

Fig.1: Affaissements des MBE en fonction du % d’adjuvants

4.2. Consistance des mortiers de bétons équivalents à l’état frais La consistance des mortiers équivalents aux bétons étudiés est déterminée par un essai d’étalement sur mini-cône (figure 2) [2] [3].

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Fig.2: Mini-cone pour mortier de béton équivalent (MBE)

Les courbes de la figure 3 montrent que la fluidité des mortiers de bétons équivalents (MBE) augmentent avec la teneur des deux plastifiants (PL1-M), (PL2-S) et le superplastifiant (SPM). Cependant, au-delà de 1%, l’étalement du plastifiant (PL1-M) croit plus vite que celui de (PL2-S), alors que celui du superplastifiant est nettement plus important que ceux des 2 plastifiants.

Fig.3: Etalements des MBE en fonction du % d’adjuvants

4.3. Corrélation entre les bétons adjuvantés et leurs MBE La figure 4 présentent les courbes de correlation entre l’affaissement au cone d’abrams des bétons étudiés et de leurs mortiers équivalents pour les 2 plastifiants (PL1-M) et (PL2-S) et le superplastifiant (SP-M). Les adjuvants (PL1-M) et (SP-M) ont la même tendance de courbes et une pente presque identique (= 0,0178) des deux droites représentatives ce qui confirme leur même provenance, alors que celle du plastifiant (PL2-S) leur est totalement différente (pente = 0,0594), ce qui explique la différence des constituants des deux plastifiants.

Fig.4: Affaissement des bétons en fonction des étalements des MBE 43

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En fait les courbes de correlation (fig.4) permettent donc de choisir le type et la teneur de l’adjuvant qui sert à avoir la consistance du béton souhaité. En effet, pour un adjuvant donné, les équations des doites représentifs de correlation permettent de passer de l’étalement du MBE à l’affaissement du béton correspondant à une teneur choisie en adjuvant. La figure 5 présente l’effet des 2 plastifiants sur le maintien des propriétés rhéologiques des bétons et de leurs mortiers équivalents (MBE) d’une part et la comparaison entre les affaissements mesurés au cone d’abrams des bétons et ceux déduits à partir des équations de corrélations. On constate que les affaissement mesurés directement au cône d’abrams et celles déduites par les équations de corrélation du MBE sont identiques pour les 2 palastifiants (PL1-M) et (PL2S). Par ailleurs les courbes des affaissements des bétons et des étalements des MBE ont la même allure ce qui montre une bonne dépendance entre la rhéologie du béton et son MBE. Elles montrent aussi que les affaissements mesurés (dits expérimentaux) et déduites (dits théoriques) varient de la même façon en fonction du temps. La chute d’ouvrabilité n’est que de 3 % de pour le plastifiant (PL1-M) et de 5,5 % pour le plastifiant (PL2-S) après une heure par rapport au temps zéro de gâchage, elle est respectivement de 9% et de 23% après une heure trente minutes. La figure 6 montre que le béton avec superplastifiant garde une ouvrabilité presque constante dans le temps et que la corrélation avec son MBE est appréciable. De même l’évolution des affaissements théoriques et expérimentaux est identique et les valeurs sont très proches [5].

Fig.5: Affaissement des bétons et étalements des MBE en fonction du temps Pour 1% de chacun des 2 Plastifiants (PL1-M et PL2-S)

Fig.6: Affaissement des bétons et étalements des MBE en fonction du temps Pour 1% du Superplastifiant (SP-M) 44

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5. CARACTERISTIQUES MECANIQUES DES BETONS A L’ETAT DURCIS Les courbes représentées par la figure 7 montrent que les résistances caractéristiques de compression à 28 jours des bétons croissent avec la teneur des adjuvants par rapport à celles du béton témoin [6]. Les résistances des bétons au superplastifiant (SP-M) sont meilleures que celles des 2 plastifiants (PL1-M) et (PL2-S) qui à leur tour varient identiquement. En plus de leur rôle de défloculation des grumeaux de ciment comme les plastifiants, les superplastifiants de nouvelle génération (à base de polycarboxylate) ont un effet stérique contribuant à la dispersion des grains de ciment dans la suspension, permettent à développer plus d’hydrates et par conséquent à d’améliorer des résistances plus importantes que pour celles du béton témoin [7].

Fig.7: Résistance à la compression à 28j en fonstion du % d’adjuvants Comparaison de ces résistances pour 1% des mêmes adjuvants

5. CONCLUSION L’ouvrabilité est un critère primordial pour la mise en œuvre des bétons et plus particulièrement pour les bétons prêt à l’emploi qui demandent parfois des consistances à tendance fluide nécessaire pour le pompage. En outre le maintien de l’ouvrabilité dans le temps, en cours du transport, lors de la mise en place ou par temps chaud sont des problèmes à résoudre surtout dans le cas des bétons non adjuvantés. Cette étude a montré que la méthode du mortier de béton équivalent (MBE) est une approche commode pour l’étude de la rhéologie des bétons frais. Les résultats obtenus montrent que les affaissements expérimentaux des bétons sont corrélables avec leurs mortiers équivalents. Les bétons avec adjuvants (plastifiant ou superplastifiant) révèlent des consistances très plastiques voire fluides pour des teneurs faibles d’adjuvant (de 0,5 à 1%) ce qui permet une bonne ouvrabilité et un rendement élevé pour la mise en place des bétons. En outre l’incorporation de ces adjuvant-plastifiants améliore nettement les résistances mécaniques, une augmentation des résistances à la compression de 14% et de 21% a été observée pour 1% respectivement pour les plastifiants et le superplastifiant. Enfin l’utilisation d’adjuvants-plastifiants est indispensable pour la confection des bétons prêts à l’emploi pour assurer une mise en œuvre aisée et une qualité convoitée tout en garantissant une consistance plastique et un maintien d’ouvrabilité suffisant nécessaire pour le transport et la manipulation du béton frais. La méthode MBE permet donc de choisir le couple Adjuvant/Ciment adéquat et qui répond aux attentes des chercheurs et formuateurs des bétons. 45

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Références [1] Dreux G., Festa J. (1978). Nouveau guide de béton : composants et propriétés, composition et dosage, fabrication, transport et mise en œuvre, contrôle et normalisation » édition Eyrolles, 1978. [2] Projet national CALIBE. Thème 1 : Maitrise de la fabrication du béton, sous-thème 'Anomalie de comportements rh6ologiques des bétons. [3] Schwartzentruber A. et Catherine C. (2000). La méthode du mortier de béton équivalent (MBE) – Un nouvel outil d'aide à la formulation des bétons adjuvantés (Method of the concrete equivalent mortar (CEM) - A new tool to design concrete containing admixture). Materials and Structures/Matériaux et Constructions, Vol. 33, October 2000, pp 475-482. [4] De Larrard, F., Bosc, F., Catherine, C. et Deflorenne, F. (1997) The AFREM method for the mixdesign of high performance concrete', Mater. Struct. 30 (1997) 439-446. [5] Faroug F., Szwabowski J., Wild S.(1999). Influence of superplasticizers on workability of concrete, J. Mater. Civ. Eng. 11 (2) (1999) 151– 157. [6] R’mili A., Ben Ouezdou M, Added M. Ghorbel (2009). Incorporation of Crushed Sands and Tunisian Desert Sands in the Composition of Self Compacting Concretes. Part II: SCC Fresh and Hardened States Characteristics, International Journal of Concrete Structures and Materials, Vol.3, No.1, June 2009. pp.11-14. [7] Aitcin P.-C.(1998). High Performance Concrete, EF&N SPON, London, 1998.

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SESSION 2 : Formulation, caractérisation et mise en œuvre des bétons

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Synthèse d’un ciment portland avec ajout du fluorspar à la matière crue Soumaya Ibrahimi1, Néjib Ben Jamaa1, Mohamed Bagane2, André Lecomte3 et Cécile Déliberto3 1 : UR. Environnement Catalyses et Analyse des procédés (ECAP), Ecole Nationale d’Ingénieurs de Gabès, Université de Gabès - Tunisie. 2 : UR. Thermodynamique appliqué, Ecole Nationale d’Ingénieurs de Gabès, Université de Gabès Tunisie. 3 : Institut Jean Lamour, Département CP2S, 207 Matériaux pour le Génie Civil, IUT de Nancy, France e-mail: [email protected]

Résumé Cette étude porte sur l’influence d’ajout des minéralisateurs à la matière crue sur le processus de clinkérisation ainsi que sur la structure, la texture et la morphologie du clinker produit. La matière crue de type industriel, utilisée lors de cette étude, provient de la Société des Ciments de Gabès (SCG). Ces crus, qui ont étés préparés selon les démarches de production suivies par la cimenterie de Gabès, ont été nommés cru 1, cru 2 et cru 3. Ces derniers sont variables au niveau de la finesse de la matière crue. Le minéralisateur additionné à ces mélanges, avec des pourcentages variables (0%, 1% et 2%) est le fluorspar. Ce minéralisateur est additionné à la farine crue pour préparer 5 g d’un mélange homogène. Des clinkers ont été synthétisés dans un four de type Nabertherm pour une cuisson à des températures variant de 1300 à 1450°C. L’aptitude à la cuisson des matières crus est étudiée en prenant comme mesure de base la détermination du taux de chaux libre et la teneur de C3S. Les propriétés des clinkers produits sont examinées par plusieurs techniques expérimentales telles que la fluorescence des rayons X (FRX), la diffraction des rayons X (DRX) et les analyses thermiques ATG-ATD. Les résultats expérimentaux obtenus permettent de montrer que l’ajout de 2% du fluorspar au cru 3 qui a la meilleure finesse, accélère la formation de la phase C3S et diminue la teneur en chaux libre. Ainsi, une amélioration de la consommation énergétique pourrait avoir lieu. Mots clés : minéralisateurs, clinkérisation, clinker, fluorspar, chaux libre, C3S, la fluorescence des rayons X, diffraction des rayons X, les analyses thermiques ATG-ATD.

1. INTRODUCTION L’industrie du ciment, selon le procédé de fabrication utilisé, est un secteur qui nécessite une grande consommation de l’énergie thermique [1]. Deux principaux types d’énergies interviennent dans la fabrication du ciment : les combustibles et l’électricité. Plusieurs paramètres peuvent influencer la consommation d’énergie thermique. Les propriétés de matières premières et surtout leur aptitude à la cuisson est l’un de ces paramètres. Une approche à la diminution de la consommation d’énergie dans ce secteur est d’ajouter divers minéralisateurs à la matière crue du ciment [2]. Ainsi les minéralisateurs sont des matériaux qui peuvent activer le processus de formation du clinker en accélérant la décomposition du carbonate de calcium [3], en accélérant les réactions à l’état solide, en augmentant la quantité de la phase solide, en diminuant la température de formation du clinker, etc. Leurs effets se présentent différemment suivant la nature du cru et la concentration des minéralisateurs [4, 5]. L’obtention d’un mélange cru avec un pourcentage faible de minéralisateurs permet de minimiser les dépenses énergétiques [6, 7, 8, 9].

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Dans ce travail, l’influence de fluorspar a été étudiée. Nous avons analysés la relation entre les pourcentages de fluorspar ajoutés, la température de cuisson et la formation des phases de clinker. 2. MATÉRIAUX CONSTITUTIFS  La matière crue de type industriel, utilisée lors de cette étude, provient de la Société des Ciments de Gabès (SCG) au sud de la Tunisie. Les deux principales matières premières nécessaires à la fabrication du ciment Portland sont le calcaire qui est majoritairement composé de carbonate de calcium (CaCO3) et l’argile qui est composée principalement d’un mélange complexe et souvent hydraté de silice (SiO2), d'alumine (Al2O3) et d’oxyde de fer (Fe2O3).  Lors de cette étude, on a pris trois types de matières crues. Ces derniers sont variables au niveau de leurs finesses. Ils sont nommés comme suit : cru 1, cru 2 et cru 3. Leur répartition granulométrique est reportée dans la figure 1.

Fig.1 : Distribution granulométrique des crus préparés

D’après cette analyse, il parait bien que le cru 3 est le plus fin alors que les crue 1 et 2 sont presque de même finesse. En se référant au passant de 100µm, le cru 1 est plus fin que le cru 2.  Le fluorspar utilisé dans cette étude comme minéralisateur de la matière crue du ciment est acheté de l’étranger. Avant d’ajouter ce minéral à la matière crue, il a été séché dans une étuve à 105°C, broyé et tamisé pour éliminer les particules grossières. La finesse du fluorspar doit être analogue à celle de la matière crue. 3. METHODE DE CUISSON ET PROTOCOLE OPERATOIRE Les mélanges considérés pour la cuisson sont formés de matières crus et du fluorspar avec des pourcentages bien étudiés. Dans ce travail, on a considéré trois types de mélanges selon l’ajout de fluorspar. On a considéré le premier mélange comme mélange de référence (0% fluorspar). Le second mélange se caractérise par l’ajout de 1% fluorspar. On a ajouté au dernier mélange 2% fluorspar. Les cuissons des mélanges préparés ont été réalisées sur 5g de ces derniers dans un creuset en alumine. Avant de les introduire dans un four programmable de type Nabertherm, on a passé par une étape d’homogénéisation dans un malaxeur. 4. PROPRIÉTÉS CHIMIQUES ET MINÉRALOGIQUES DE LA MATIÈRE CRUE DU CIMENT 3.1. Analyse par fluorescence des rayons X Les résultats des analyses par fluorescence des rayons X sont donnés dans le tableau 1. Tableau 1: Composition chimique mesurée par fluorescence X (% massique). (%) Cru 1 Cru 2 Cru 3

SiO2 12,94 12,94 12,95

Al2O3 3,24 3,15 3,15

Fe2O3 1,98 1,93 1,85

CaO 44,47 44,18 43,83

* P.F : la perte au feu

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MgO 0,69 0,74 0,74

K2O