Etude de matériaux minéraux renforcés par des fibres ...docinsa.insa-lyon.fr/these/2005/mahmoud/08_chapitre_1.pdfChapitre I : Etude bibliographique 8 Les phases C3A et C2 (A,F),

Chapitre I : Etude bibliographique

7

Chapitre I :

Etude bibliographique

I.1. La matrice cimentaire. I.1.1. Définition :

Le ciment est un liant hydraulique qui se présente sous la forme d’une poudre très

fine, composée d’oxydes minéraux dont les deux principaux sont la chaux (CaO) et la silice

(SiO2). Il réagit avec l’eau en donnant des hydrates stables qui lui confèrent une résistance

mécanique. Les réactions d’hydratation du ciment conduisent à la formation d’une pâte

durcissant progressivement à l’air ou dans l’eau.

I.1.2. Constituants :

Le Ciment Portland Artificiel (CPA) se compose principalement de clinker. Ce dernier

est obtenu par mélange de matières premières naturelles de composition chimique adéquate.

La préparation du cru consiste à mélanger de manière homogène du calcaire (80%) et l’argile

(20%). Le cru est ensuite calciné à 1450°C pour former le clinker.

Les granules de clinker, dont la taille varie de 5 à 40 mm de diamètre, sont finement

broyés avec addition de gypse (3 à 5%) pour réguler la prise. Un ciment est composé en

général des 4 phases principales C3S, C2S, C3A, C4AF (Tableau I.1).


8

Les phases C3A et C2 (A,F), plus couramment dénommée C4AF, se situent

généralement entre les grains de C3S et C2S. Le clinker contient aussi des éléments mineurs

tels que : Na2O, K2O, MgO, CaO libre, TiO2, SO3, P2O5 et Cr2O3.

Désignation des

minéraux purs

Formules Abréviation Solution solide

de la phase pure

présente dans le

clinker

Répartition

%

Silicate tricalcique 3CaO, SiO2 C3S Alite 45 à 65

Silicate bicalcite 2CaO, SiO2 C2S Bélite 10 à 30

Aluminate tricalcique 3CaO, Al2O3 C3A Aluminate

tricalcique ou

célite

5 à 15

Alumino-ferrite de

calcium

2CaO, pAL2O3

(1-p)Fe2O3

C2APF1-P Alumino-ferrite 5 à 15

Tab. I.1 : Les différentes phases du clinker [Seid et al. 80]

I.1.3. Hydratation du Ciment Portland Artificiel (CPA) :

Le contact du ciment avec l’eau déclenche un mécanisme d’hydratation comprenant

(dans l’ordre où elles s’effectuent) les réactions d’adsorption, d’hydrolyse, de dissolution, de

solvatation, de précipitation, de cristallisation, de germination, de migration et de diffusion.

Ce mécanisme doit être considéré dans toute sa complexité, en tenant compte des différentes

interactions mutuelles de ses différentes réactions.

L’hydratation du CPA correspond à une suite de réactions chimiques entre les

différents composants du clinker, le gypse et l’eau. Celles-ci s’effectuent suivant un processus

de dissolution précipitation très complexe [Seid et al. 80], [Jaw et al. 85], [Ver, 89] qui peut

être schématisé sur la Figure I.1. L’ordre de réactivité des composants du ciment est connu :

C3A> C3S > C4AF> C2S

L’hydratation du CPA est un phénomène complexe faisant intervenir divers

processus (mécanisme d’hydratation) qui ont été élucidés dès la fin du 19éme siècle par Henri

Le Chatelier (1887). Il a notamment décrit trois étapes relatives à la prise du ciment :

L’adsorption physique et chimique de l’eau par les grains de ciment ;


9

La dissolution ou solvatation, correspondant à un changement d’état du solide

ionique (ciment) en présence de solvant (eau) ;

La cristallisation, qui débute par la germination et se poursuit par la croissance de

cristaux.

Fig. I.1. : Représentation schématique de l’hydratation du ciment [Jaw et al. 85]

I.1.4. La prise du ciment

Le ciment est un matériau fortement alcalin (pH >12,5) et contient des groupes

hydroxydes de métal comme :

dus à l’hydratation et à l’hydroxydation des silicates, des aluminates et des ferrites de calcium

qui sont présents dans la matrice ciment. La prise du ciment provient de l’augmentation du

volume des produits hydratés, conduisant à la diminution des distances entre les particules

individuelles, jusqu’à ce que l’écoulement plastique soit réduit par la force de cohésion [Jaw

et al. 85].

La dissolution des espèces ioniques et des compositions de la phase liquide jouent un

rôle important dans la prise du ciment. Par contre, la réactivité de C3A et la présence des

sulfates de calcium dans le ciment ont une influence sur la prise, en raison des larges

différences de solubilité du gypse semi- hydraté et de l’anhydrite soluble. La quantité d’ions

sulfates disponibles dans la solution contenue dans les pores est fonction de la présence des

0

0

2

4

6

8

10

12

200 400 600 800 1000

Temps (min)

Flux

ther

miq

ue (m

W/g

) Formation de l’ettringitede dissolution

Augmentation de temps d’induction de la

concentration Ca2

Formation rapide de C-S-H et CH

Formation de monosulfate

Réactions- diffusion commandées

0

0

2

4

6

8

10

12

200 400 600 800 1000

Temps (min)

Flux

ther

miq

ue (m

W/g

) Formation de l’ettringitede dissolution

Augmentation de temps d’induction de la

concentration Ca2

Formation rapide de C-S-H et CH

Formation de monosulfate

Réactions- diffusion commandées

OHFetOHlAOH,iSOH,C1

1

1

1

1

1

1

1−−−−−−−−


10

alcalins solubles dans le ciment, qui augmentent la solubilité du gypse. Quand le C3A réagit

avec les sulfates pour former l’ettringite ou le monosulfo- aluminate hydraté, la concentration

en sulfate diminue, et la phase liquide devient une solution d’hydroxydes de calcium et

d’hydroxydes alcalins.

En présence de gypse, celui-ci se trouve quelque peu modifié. Le gypse est ajouté au

clinker en temps que régulateur de prise qui bloque l’hydratation de C3A et permet celle de

C3S. L’hydratation de C3A en présence de C3S conduit à la formation, autour des grains de

C3A, de trisilicoaluminates [Jaw et al. 85].

Comme la solubilité du calcium en présence d’alcalins est faible (Fig. I.2),

l’hydroxyde de calcium cristallise et la phase liquide devient essentiellement formée d’une

solution d’hydroxydes alcalins. Ce phénomène a d’importantes implications sur la prise,

l’accélération de l’hydrations de C3S et la durabilité du béton.

Fig. I.2 : Solubilités relatives des alcalins et de CaO à 20°C et de CaSO4 [Jaw et al, 85].

I.1.5. Propriétés mécaniques du ciment au cours du durcissement.

La prise et le durcissement du ciment ou béton sont le résultat d’un certain nombre de

réactions chimiques dont les principales l’hydratation des silicates du clinker s’accompagnent

d’un fort dégagement de chaleur.

Les silicates de calcium C3S et C2S sont les constituants les plus importants du ciment

portland pour les propriétés mécaniques de la pâte durcie. Selon la quantité d’eau utilisée dans

les mélanges, deux niveaux d’hydratation sont observés.


11

• Hydratation totale, où la quantité d’eau est suffisante pour hydrater les grains du

ciment.

• Hydratation partielle, où la quantité d’eau n’est pas suffisante pour hydrater

totalement les grains du ciment.

Au temps zéro, la pâte est constituée de grains de ciment anhydre et d’eau. L’hydratation de

C3S et C2S forme des produits hydratés dans la porosité capillaire (outer product) ainsi que la

surface des grains anhydre (inner product). Lorsque les surfaces de contact entre des hydrates

s’accroissent, elles conduisent à une augmentation de la résistance mécanique du matériau.

La Fig. I.3 montre un schéma simplifié des mécanismes d’hydratation des grains de ciment.

Fig. I.3 : Mécanismes simplifiés d’hydratation des grains de ciment [Alq, 03]

Les propriétés mécaniques (résistance en compression, en traction, module d’Young),

évoluent continûment avec le durcissement du matériau. Par ailleurs, la croissance de ces

caractéristiques est fortement accélérée par la chaleur. Comme pour un grand nombre de

réactions chimiques, la cinétique de l’hydratation répond assez bien à la loi d’Arrhenius

Le durcissement des pâtes de ciment s’accompagne d’un accroissement important des

résistances mécaniques. Mais, il y a des paramètres principaux dont dépend la résistance de la

pâte durcie comme la porosité et la composition du solide.

En ce qui concerne la porosité, il ressort des travaux de nombreux chercheurs que la

résistance à la compression et le module d’élasticité sont des fonctions exponentielles de la

porosité et quand elle augmente pendant le temps de durcissement, elle conduit à la

diminution la résistance à la compression et du module d’élasticité (Fig. I.4).


12

Fig. I.4 : Effet de la porosité sur la résistance à la compression (à gauche) et au module

d’Young pour divers types de pâtes à température ambiante [Fel et al. 74]

Les résultats de [Gra et al. 78] tendent à prouver que, dans le cas des pâtes de ciment

hydratées à température ambiante, pendant un temps très long, c’est la porosité capillaire et

non la porosité totale qui est le paramètre essentiel. Ces auteurs utilisent comme paramètre de

porosité le rapport

Leurs essais montrent deux types de comportement selon que Γ est supérieur ou

inférieur à 0,465 (Fig. I.5)

Fig. I.5 : Résistance à la compression σult en fonction de Γ [Gra et al. 78]

volume)(encimenteau

cimentΓ+

=

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0,60,465

Log σult(daN/cm2)

Γ

Temps de durcissement

infini

+

+

+

+

+

+

+++

+

+

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0,60,465

Log σult(daN/cm2)

Γ

Temps de durcissement

infini

+

+

+

+

+

+

+++

+

+

0

1000

0 10 20 30 40 50Porosité %

Rc

(MP

a)

0,1

10

100

0

100000

0 10 20 30 40 50 60Porosité %

E, m

odul

e d'

élas

ticité

(MP

a)

10000

1000•

••

•

•

•••

••

••

0

1000

0 10 20 30 40 50Porosité %

Rc

(MP

a)

0,1

10

100

0

1000

0 10 20 30 40 50Porosité %

Rc

(MP

a)

0,1

10

100

0

100000

0 10 20 30 40 50 60Porosité %

E, m

odul

e d'

élas

ticité

(MP

a)

10000

1000•

••

•

•

•••

••

••

0

100000

0 10 20 30 40 50 60Porosité %

E, m

odul

e d'

élas

ticité

(MP

a)

10000

1000•

••

•

•

•••

••

••


13

- Pour Γ compris entre 0 et 0,465, la résistance à la compression de la pâte durcie croît exponentiellement avec Γ - pour Γ > 0,465, la résistance à la compression est constante, bien que le degré d’hydratation augmente et donc la porosité totale diminue quand Γ croît.

La valeur Γ =0,465 correspond à un rapport E/C = 0,37 (en masse, en prenant pour

densité du ciment 3,1 g/cm3) qui est à rapprocher de la valeur E/C = 0,35 donnée par [Pow,

61] comme valeur limite au- dessous de laquelle l’hydratation ne peut être complète car les

capillaires sont totalement remplis par les hydrates avant que le ciment anhydre ne soit

entièrement consommé.

Ainsi pour Γ < 0,465, le ciment est totalement hydraté ; pour Γ > 0,465, l’hydratation

est incomplète et la porosité capillaire est nulle. C’est donc bien la porosité capillaire qui

caractérise le comportement des pâtes de ciment étudiées pour les auteurs en question.

Ce résultat, bien vérifié pour la résistance en compression ne l’est plus pour la

résistance en traction. C’est que, vis-à-vis de la traction les pores interviennent aussi en

induisant des concentrations locales de contraintes déterminantes pour la rupture. Pour tenir

compte de cet effet supplémentaire [Gra et al. 78] propose de distinguer l’influence des

capillaires, des pores et des microfissures. Il souligne la baisse de résistance à la traction

observée sur des pâtes de ciment à E/C = 0,32 après 30 jours d’hydratation, montrant selon lui

le rôle important, dans cet essai, de certains types de pores, de très faibles volumes, tels que

des discontinuités aux frontières entre différentes espèces ou des microfissures se développant

à partir d’un certain degré d’hydratation.

[Pow, 58], indique que, pour une pâte de ciment donnée à divers états de maturité, la

résistance à la compression Rc est liée au rapport :

scapillairedesvolumehydratedVolumehydratedVolumeΥ

+′′

=

par la relation empirique suivante : Rc = A.Yn

Où : n est généralement compris entre 2,6 et 3 et dépend de la nature du ciment.

A représente la résistance de l’hydrate (Fig. I.6)

Il est précis que la constante A de sa formule augment avec le teneur en ciment de la

pâte. Il est possible que cela corresponde sur la Fig. I.2 à la croissance de la courbe (σult - Γ)

légèrement supérieur à la croissance exponentielle prévue pour les matériaux poreux ; peut-


14

être est-ce dû à une modification de la nature des produits d’hydratation en fonction du

rapport E/C initial.

Fig. I.6 : Résistance à la compression en fonction Y [Pow, 58]

De plus, en ce qui concerne la composition du solide CPA, les résultats sont

similaires à ceux trouvés par [Gra et al. 78]. A porosité capillaire nulle, la résistance d’une

pâte de CPA usuel est constante, quel que soit son degré d’hydratation. Le degré de

cristallinité et la densité du solide influencent la résistance ; pour obtenir la meilleur résistance

à une porosité donnée, il existerait une combinaison optimale de matériau bien cristallisé et de

matériau mal cristallisé, ce dernier agissant comme liant du premier.[Fel et al. 74]

Enfin, l’évolution de la nature des hydrates pourrait avoir une influence sur l’évolution

de la résistance au cours du durcissement, mais on peut affirmer que c’est encore l’évolution

de la porosité qui est le facteur principal d’évolution de la résistance. On veut obtenir un pâte

du ciment ou béton à la résistance maximale ; on cherchera à réduire au maximum le rapport

E/C pour dépasser le seuil en dessous duquel la porosité capillaire est nulle en fin

d’hydratation.

Le Tableau I.2 montre des valeurs de propriétés mécaniques (l’énergie de rupture,

module d’Young, rupture en traction, ténacité) de la pâte de ciment, du mortier et du béton à

28 jours.

0

500

1000

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

×××

×

×∆∆

∆∆

∆

ο

ο

οοο

Rc(daN/cm2)

fc = 34 000 Y3

Y0

500

1000

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

×××

×

×∆∆

∆∆

∆

ο

ο

οοο

Rc(daN/cm2)

fc = 34 000 Y3

Y


15

Matériau

E (GPa)

Gc (J/m2)

Rt (MPa)

KIc (MPa√m)

Long. caract. (m)

Pâte 21,6 9,3 5,5 0,45 0,01 Mortier 29,2 59,5 3,5 1,3 0,14 Béton 29,2 108 3,5 1,8 0,26

Tab. I.2 : Comparaison entre les propriétés mécaniques

de pâte de ciment, mortier et béton [Mod, 79].

I.2. Le bois I.2.1. Généralités

Le bois fut le matériau multi- usage des débuts du développement industriel et le

support des premiers travaux en mécanique des matériaux au 16éme Siècle. Il reste la source

d’un tonnage considérable de produits à base de bois qui sont des matériaux de structure. La

mécanique reste donc une discipline majeure des « Sciences du bois ». [Tro et al.]

C’est une matière ligneuse et compacte qui compose les branches, le tronc et les

racines des arbres et des arbrisseaux. L’ensemble de tissus est composé des fibres ligneuses,

de parenchyme et de vaisseaux.

En fait, les essences productrices de bois peuvent être classées en deux catégories : les

gymnospermes, groupe auquel se rattache l’ordre des conifères ou résineux et les

angiospermes, groupe auquel appartiennent les feuillus.

Ainsi, l’observation d’une section transversale d’un tronc d’arbre, montre un certain

nombre de zones pratiquement circulaires, concentriques les unes aux autres, et correspondant

aux différentes phases de formation et de croissance de l’arbre. L’accroissement en diamètre

se fait par la prolifération de cellules au niveau de l’assise génératrice ou cambium, placée

sous l’écorce.

Enfin, outre le dessin des cernes et des rayons ligneux, on peut observer sur la section

transversale de certaines essences (chêne, châtaignier, pin, mélèze…), une partie centrale

appelée cœur, plus colorée que la partie périphérique l’aubier. Cette différenciation apparaît

lorsque l’arbre a atteint un âge suffisant ; alors la partie centrale cesse de vivre, l’eau, la sève

ne circulent plus dans les vaisseaux. Cette région se transforme peu à peu ; les membranes

s’épaississent de résine, tanins, matières colorantes et les vaisseaux s’obstruent par des

sécrétions gommeuses ou tanniques, c’est le phénomène de duraminisation. Cette différence


16

dans la coloration et la composition chimique du cœur et de l’aubier se traduit par des

différences de propriétés du bois (en particulier, sa dureté).

I.2.2 Structure du bois

Le bois est un matériau fibreux. Les fibres sont constituées de cellules allongées de 1 à

3 mm de long et d’environ 30 µm de large. Elles sont disposées parallèlement à l’axe du

tronc ; ce sont elles qui donnent sa résistance au bois : le bois sera d’autant plus résistant que

la densité de fibres sera plus grande.

On peut définir trois directions principales du bois, selon l’axe du tronc et les cernes.

Les cellules ou trachéides sont orientées pour la plupart verticalement, selon l’axe

longitudinal. Les deux autres axes se définissent par rapport aux cernes ; il s’agit des

directions tangentielle et radiale.

Une coupe transversale permet de distinguer les éléments suivants (Fig. I.7) :

L’écorce externe, ou rhytidome, constituée de cellules mortes.

L’écorce interne, ou liber, qui conduit la sève.

Le cambium, organe de croissance qui forme le liber vers l’extérieur et les cellules du bois vers l’intérieur.

L’aubier, partie vivante du bois.

Le cœur, ou duramen, constitué de cellules mortes

Fig. I.7 : Coupe transversale d’un tronc d’arbre [Bous, 02]

Les diverses parties du bois se distinguent par leur aspect, leur porosité et la composition

chimique des substances qu’elles renferment.

Cambium

Liber

Écorce externe

Aubier

Coeur

Cambium

Liber

Écorce externe

Aubier

Coeur


17

I.2.3. Composition chimique du bois

Parmi les principaux constituants organiques, le bois est essentiellement constitué de

la cellulose (environ 50%), de lignine (environ 20%) et des hémicelluloses ( environ30% )

(Tab I.3).

Cellulose Hémicelluloses Lignines

Résineux 42% 27% 28%

Feuillus 45% 30% 20%

Tab I.3 : Compositions massiques moyennes du bois [Tro et al.]

Chimiquement, le bois se compose presque toujours de 50% de carbone, 42% d’oxygène, 6%

d’hydrogène, 1% d’azote et 1% d’éléments divers.

En plus, l’eau contenue dans le bois joue un rôle très important sur toutes les

propriétés : densité, propriétés physiques, caractéristiques mécaniques … etc. Elle peut

atteindre 100% (et parfois plus), de la masse du bois sec. Elle est présente dans le bois à trois

niveaux différents ; on distingue en effet :

• L’eau de constitution, combinée chimiquement à la matière ligneuse (elle reste

présente dans le bois dit « anhydre »)

• L’eau d’imprégnation, contenue dans les membranes des cellules

• L’eau libre, qui remplit les vides des tissus et l’intérieur des cellules lorsque les

membranes sont saturées d’eau.

La quantité d’eau (eau d’imprégnation et eau libre) contenue dans le bois est caractérisée par

un

paramètre appelé « taux d’humidité du bois » et est définie comme le rapport

Où ; Mh : masse de l’échantillon humide

M0 : masse de l’échantillon anhydre

Au cours du séchage du bois, c’est d’abord l’eau libre qui s’évapore. Le « point de

saturation » du bois est atteint lorsque l’humidité est de H=30% environ. Le séchage

continuant, c’est l’eau d’imprégnation qui commence à s’évaporer. Le bois « sec à l’air » a

une humidité de 13 à 17% suivant les saisons. On peut obtenir un état plus sec par séchage

100M

)M(MH%

0

0h ×−

=


18

artificiel ; en particulier, on atteint l’état anhydre après passage durant plusieurs heures dans

une étuve à la température de 100 à 105°C.

I.2.4. Propriétés physiques du bois Le bois est un matériau anisotrope : ses propriétés varient selon la direction considérée

(parallèle au fil du bois, perpendiculaire,…). La Figure I.8 montre les trois directions

principales sur une section transversal d’arbre du bois.

Fig. I.8: Les directions principales du bois [Thi et al. 01]

On peut caractériser les bois par un certain nombre de propriétés :

I.2.4.1. La masse volumique

Tous les bois n’ont pas la même masse volumique ; certains sont légers (peuplier,

épicéa, …) et d’autres très lourds (chêne, ébène, …). La masse volumique varie non

seulement d’une essence à l’autre, mais aussi au sein d’une même espèce. Ainsi, un mélèze

lourd peut peser jusqu’à trois fois plus qu’un mélèze léger. La résistance du bois augmente

généralement avec sa masse volumique ; il faut donc toujours tenir compte de la densité des

pièces. Il est important de remarquer que le bois poreux, et notamment le bois de peuplier que

nous avons utilisé dans ce travail presente une large dispresion de densité. Plus la porosité est

importante, plus le bois sera léger, et moins il sera résistant, dur et stable.


19

I.2.4.2. La dureté

La dureté caractérise la résistance opposée par le bois à la pénétration d’une pointe,

elle varie selon les essences, mais on considère en général que plus les couches annuelles de

croissance de l’arbre (cernes) son étroites, plus le bois est dur.

Résineux : on distingue les durs comme le pin laricio, pin maritime et pin noir

d’Autriche ; le mi-dur comme le pin sylvestre, mélèze et douglas ; et les tendres comme

l’épicéa et sapin.

Feuillus : on distingue les durs et très durs comme de charme, bois exotique ; le mi-dur

comme de châtaignier, hêtre, chêne et le tendre comme le peuplier.

I.2.4.3. La dilatation thermique

Le coefficient de dilatation linéique αt caractérise l’augmentation relative de longueur

d’un élément par échauffement de 1°C. Dans le cas du bois, les déformations contraires à la

dilatation sont particulièrement prononcées. Dans les conditions normales de température, le

bois accuse un retrait sous l’action de la chaleur ; cependant la dilatation thermique reste dans

tous les cas plus faible que le rétrécissement dû à la perte d’humidité et qui est compris entre

3 et 6 dans la direction longitudinale du bois. [Tro et al]

I.2.4.4. La conductivité thermique

Les valeurs de conductivité thermique du bois et de ses dérivés sont largement

inférieures à celles de la plupart des matériaux de construction utilisés en structure. Il est

environ 10 fois plus faible que celle du béton et 250 fois plus faible que celle de l’acier. La

conductivité thermique du bois dépend directement de sa densité, du taux d’humidité et de la

direction considérée, soit parallèlement aux fibres (direction L), soit perpendiculairement à

celles-ci (directions R et T). Même en tenant compte du taux d’humidité possible à la

construction. Le Tableau I.4 donne les valeurs moyennes de la conductivité thermique du bois

et d’autres matériaux de constructions.


20

Matériau Coefficient de dilatation thermique αt µm/(m. °C)

Conductivité thermique λ W/(m. °C)

Béton armé 12 1,5

Acier 12 50

Lain minérale 24 175

Bois H = 12% H = 35%

Chène (d = 0,65)

Direction L

Direction R et T

3 à 6

-

0,3

0,2

0,34

0,16

Epicéa (d = 0,45)

Direction L

Direction R et T

3 à 6

-

0,2

0,13

0,25

0,12

Panneaux de fibres de bois isolant

0,045

Tab. I.4 : Conductivité thermique et de masse volumique de quelques essences de bois et

matériaux de constructions. [Tro et al.]

I.2.5. Propriétés mécaniques du bois.

Toutes les propriétés du bois dépendent dans une certaine mesure de la quantité d’eau

qu’il recèle. Le bois vert peut contenir jusqu’à 50% d’eau. Par séchage à l’air (entre 2 et 10

ans) ou par étuvage (quelques jours), cette quantité descend aux environs de 14%. Le bois

subit alors un retrait, son module et sa résistance augmentent. Pour limiter le gonflement dû à

l’humidité, il faut sécher le bois jusqu’au degré d’humidité qui assurera l’équilibre avec

l’atmosphère dans laquelle il sera utilisé.

Les caractéristiques mécaniques des diverses espèces du bois sont données dans le Tableau

I.5. Ci- dessous :


21

Tab. I.5. Propriétés mécaniques des bois [Tro et al].

I.2.5.1. Elasticité

Le bois est un matériau anisotrope. Sous contrainte, il subit une déformation élastique

immédiate suivie d’un fluage lent. A degré d’humidité donné, le module d’un bois dépend en

premier lieu de sa masse volumique et de l’angle entre la direction de sollicitation et les

fibres. Le bois peut être localement considéré comme un matériau orthotrope qui possède trois

directions principales, longitudinale, radiale et circonférentielle ou transversale.

La loi de HOOKE généralisée pour un orthotrope s’écrit de la façon suivante : ε = C σ,

où ; ε est le vecteur de déformation, σ est le vecteur de contrainte et C est la matrice de

complaisance. Elle est symétrique avec neuf coefficients indépendants :

Module d’Young,

GPa

Résistance, MPa,

//aux fibres

Ténacité,

MPa√m

Bois

Masse

volumique

Mg/m3 // aux

fibres

⊥ aux

fibres

traction compression // aux

fibres

⊥ aux

fibres

Balsa 0.1-0.3 4 0.2 23 12 0.05 1.2

Acajou 0.53 13.5 0.8 90 46 0.25 6.3

Sapin Douglas 0.55 16.4 1.1 70 42 0.34 6.2

Pin d’Ecosse 0.55 16.3 0.8 89 47 0.35 6.1

Bouleau 0.62 16.3 0.9 - - 0.56 -

Frêne 0.67 15.8 1.1 116 53 0.61 9.0

Chêne 0.69 16.6 1.0 97 52 0.51 4.0

Hêtre 0.75 16.7 1.5 - - 0.95 8.9

TRL EC

EC

EC 1;1;1

332211 ===

T

TL

L

LT3113

R

RT

T

TR3223

L

LR

R

RT2112

Eν

Eν

CC

Eν

Eν

CC

Eν

Eν

CC

−=−==

−=−==

−=−==

RTLTLR44 G

1C66;G

1C55;G

1C ===


22

Les paramètres EL, ER, ET sont les modules d’élasticité dans les trois directions orthotropes ;

GLR ; GLT et GRT sont les modules de cisaillement dans les plans orthotropes respectifs ; et

νRL , νLR , νTR, νRT , νLT, νTL sont les coefficients de Poisson.

Le module axial (dans la direction parallèle aux fibres) est une fonction linéaire de la

densité, et les autres sont à peu près proportionnels au carré de la densité. Cela a pour

conséquence que l’anisotropie du bois (le rapport entre le module axial et le module

perpendiculaire aux fibres) augmente lorsque la densité diminue.

La structure du bois permet d’expliquer son module. Sous contrainte axiale, les

cellules sont étendues ou comprimées. Le module Eb// du bois est celui d’une paroi cellulaire,

Es, ramené à la surface réellement occupée par les parois cellulaires dans une section axiale.

Si la densité double, la surface double, et donc le module aussi. On en déduit immédiatement :

Eb// = Es ρ / ρs

Où : ρs est la masse volumique des parois cellulaires et ρ est la densité globale du bois.

Le module transversal Eb⊥ est plus faible parce que cette structure expansée est

intrinsèquement anisotrope à cause de la forme des cellules. Dans le bois sollicité dans la

direction perpendiculaire aux fibres, les parois de cellules fléchissent. Le matériau se

comporte comme une mousse pour laquelle : Eb⊥ = Es (ρ / ρs)2

L’anisotropie élastique est : Eb// / Eb⊥ = ρs / ρ

Il est clair que plus la masse volumique globale ρ sera faible, plus l’anisotropie élastique est

importante.

La résistance et la rigidité du bois sont considérablement plus importantes dans la

direction longitudinale que dans la direction transversale. Cela peut être aisément expliqué par

le fait que presque 90-95% des fibres sont orientées dans la direction longitudinale. Bien que

les modules d’élasticité varient avec certains facteurs comme le type d’espèce, les conditions

de croissance de l’arbre, l’humidité et la température, ils sont généralement reliés par les

rapports suivants :

EL : ER : ET ∼ 20 : 1.6 : 1 ;

GLR : GLT : GRT ∼ 10 : 9.4 : 1 ;

EL : GLR ∼ 14 : 1.


23

La rigidité et la résistance du bois dépendent fortement de la densité : si la densité est grande,

la résistance et la rigidité vont augmenter. C’est évident car la densité est une fonction du

rapport de l’épaisseur de la paroi cellulaire et du diamètre de la cellule. En plus, la densité

varie considérablement entre le bois cœur et le bois externe, leurs propriétés mécaniques sont

sensiblement différentes. Cela explique que la rigidité et la résistance sont beaucoup plus

importantes pour le bois externe que le bois cœur.

I.2.5.2. Comportement non- élastique

Quand le bois est chargé au dessus de la région élastique, cela conduit aux

changements irréversibles dans le matériau. Les limites de proportionnalité à la compression

et à la traction sont différentes. Au dessus de la limite d’élasticité le bois ne se comporte pas

linéairement, son comportement est influencé par des divers facteurs (la densité, l’humidité, la

température et la durée de chargement). La Figure I.9 montre des courbes typiques de

contrainte- déformation dans les conditions humides de chargement.

On observe que l’allongement à rupture en traction est relativement faible. La

contrainte ultime était très petite dans les directions R et T. En compression le comportement

dans les trois directions est similaire, avec un plateau correspondant au flambement des parois

des cellules, suivi d’une remontée de la contrainte lorsque ces parois viennent en contact La

limite élastique longitudinale est beaucoup plus élevée que celle dans les directions radiale et

tangentielle et la région du plateau est dentelée.

Fig. I.9 : Courbes typiques de contrainte- déformation pour le bois[Tro et al].

σ

ε

Traction

Compression (L)

Compression (T)

Compression (R)

σ

ε

Traction

Compression (L)

Compression (T)

Compression (R)

(L)


24

Pour la compression perpendiculaire aux cellules des fibres, on peut distinguer trois

systèmes basiques de la rupture qui dépendent de l’orientation des anneaux de croissance par

rapport la direction du chargement (Fig. I.10).

Fig. I.10 : Types de rupture à la compression perpendiculairement aux grains du bois.

(a) comp. radiale ; (b) comp. tangentielle et (c) comp. sous angle [Tro et al.].

Pour la compression radiale (a) une rupture écrasante se produit dans la zone du bois

de cœur. La compression tangentielle (b) résulte des boucles des anneaux de croissance. Les

plis apparaissent habituellement aux endroits où les cellules se courbent pour laisser place à

un rayon ligneux, et la bande de flambement se forme à un angle de 45 à 60°. A cause de ce

plissement, la résistance à la compression est plus faible (d’un facteur 2 environ) que la

résistance à la traction. C’est une caractéristique des composites. Le cisaillement se produit

souvent par un chargement sous l’angle des anneaux de croissance (c).

Comme le module, la résistance à la traction et à la compression dépendent

principalement de la masse volumique. La résistance axiale varie linéairement avec la densité,

pour la même raison que le module axial lui même varie linéairement ; elle mesure la

résistance d’une paroi cellulaire, ramenée à la section occupée par les parois, soit :

σ// = σs ρ / ρs

Où : σs est la limite d’élasticité d’une paroi cellulaire.

La résistance transversale à l’écrasement (compression) σ⊥ est proportionnelle :

σ⊥ = σs (ρ /ρs)2

L’explication est presque la même que pour le module transverse : les parois

cellulaires fléchissent comme des poutres, et l’effondrement se produit lorsque ces poutres

atteignent leur contrainte d’effondrement plastique. Enfin, la résistance à l’écrasement est

fonction de l’humidité et de la température.


25

I.2.5.3. Résistance à la propagation de fissures

La résistance à la propagation de fissures (la ténacité) du bois est un facteur

important : il permet de dire si une structure est susceptible de rompre soudainement et à

l’improviste par la propagation rapide d’une fissure. Dans la structure du bois, le défaut initial

peut être un nœud du bois, une coupure de scie ou des cellules endommagées par une

manipulation trop brutale. On peut identifier huit cas principaux de fissuration dans le bois.

Pour chacun d’eux la fissure se propage par trois modes différents :

• Mode I qui présente l’ouverture de fissure symétrique, perpendiculaire à la surface de

fissuration.

• Mode II et III qui impliquent la séparation antisymétrique par le cisaillement.

Si la fissure se propage dans une direction perpendiculaire au grain, la ténacité est

nettement plus importante que dans le cas d’une fissuration parallèle du grain. . Au niveau

microstructural, la propagation de fissure par le mode I peut se produire par de deux façons :

La fissure peut s’amorcer à travers les parois cellulaires (Fig. I.11a), ce qui

correspond exactement à ce qu’on attend d’un composite : c’est le déchaussement

des fibres. A l’arrivée d’une fissure près d’une cellule, les fibres de cellulose d’une

paroi cellulaire se démêlent, comme un fil qu’on tirerait à l’extrémité d’une bobine.

Ce faisant, les fibres sont déchaussées de la matrice d’hémicellulose, et leur

arrachement absorbe un gros travail. C’est ce travail qui augmente la ténacité du

bois.

La fissure peut se propager entre deux cellules adjacentes, près du milieu de la paroi

(Fig. I.11b), donc la surface de rupture est très grande. Les fissures se propagent

perpendiculairement à l’entaille au long des interfaces entre les cellules, ce qui

donne une surface de rupture très déchiquetée.


26

Fig. I.11 : fissuration au niveau microstructural pour le mode I de chargement

a) fracture des parois cellulaires ; b) fissuration par la séparation des cellules adjacentes. [Tro et al.].

I.2.6. La structure microscopique du bois

Le bois est un matériau fibreux. Les fibres sont constituées de cellules allongées, de 1

à 3mm de long et d’environ 0.02 mm de large. Elles sont disposées parallèlement à l’axe du

tronc ; ce sont elles qui donnent sa résistance au bois. Le bois sera d’autant plus résistant que

la densité de fibres sera plus grande. La microstructure du bois est observée par microscopie à

balayage. On peut distinguer deux microstructures :

La microstructure des résineux (pin maritime, pin sylvestre, épicéa, sapin, …) est très

simplifiée. Toute la masse du bois est constituée d’un seul type de cellules qui constituent à la

fois le tissu de soutien (donnant la résistance au bois), et le tissu de conduction (conduisant

l’eau et les substances nutritives). On ne note pas de différenciation de taille entre les cellules

de structure et les vaisseaux d’irrigation.

La microstructure des feuillus (peuplier, hêtre, chêne, châtaignier, …) est beaucoup plus

complexe que celle des résineux. Ici on distingue nettement deux classes de cellules [Bous,

02], (Fig. I.12) :

Des cellules de grand diamètre : notées « V » sur le cliché, il s’agit de vaisseaux,

dont le rôle est de véhiculer la sève.

Des cellules de petit diamètre : il s’agit de cellules de structure.

Des cellules perpendiculaires à ces dernières (orientées selon le rayon du tronc) :

notées « R » sur le cliché, il s’agit des parenchymes, qui contiennent les nutriments

nécessaires à la vie.

fissure


27

Ces cellules communiquent par l’intermédiaire de ponctuations comme nous le

montre la Figure I.12b.

Fig. I.12 : Microstructure du bois : (a) structure cellulaire, (b) ponctuations [Bous, 02]

I.2.7. Procédés de traitement Le bois étant un matériau naturel peu durable, il est très judicieux de le traiter pour une

utilisation humaine : augmenter la résistance contre les insectes ou le pourrissement, accroître

sa dureté ou diminuer sa sensibilité à l’humidité.

Certains traitements font appel à plusieurs techniques. Et sont classés en grandes catégories :

I.2.7.1. Les traitements physiques :

Ils ont pour but principal de limiter les transferts d’eau avec le milieu extérieur tout en laissant

le granulat chimiquement identique. Ce sont en général des traitements d’interface

accompagnés d’une imprégnation plus ou moins légère du bois. Ils font appel soit au

gonflement du bois soit à son enrobage ou à un procédé de minéralisation.

• Le gonflement consiste à remplir les vides cellulaires du bois au moyen de techniques

d’imprégnation vide-pression. Des études réalisées avec du polyéthylène glycol ont

montré une amélioration considérable du retrait [Gov, 03] et des traitements avec des

huiles [Yama, 80] ont permis de mettre en évidence le blocage de la libération des sucres,

néfastes à la prise du ciment. Les caractéristiques mécaniques et la perte d’eau du

matériau composite ne semblent pas affectées par ce traitement.

• L’enrobage superficiel a simplement pour but d’isoler le bois en le rendant inerte vis à

vis d’agents extérieurs ; les agents utilisés dans ce cas sont des hydrofuges, des

hydrocarbures saturés ou non mais aussi des particules siliceuses, du bitume et des

polymères synthétiques [Wie, 79].

(b) (a)


28

• La minéralisation aurait comme effet la diminution de la capacité d’absorption et

l’amélioration de la tenue au feu. Elle se fait par imprégnation par des sels minéraux :

chlorure de calcium ou de magnésium, sulfate d’aluminium, mélange d’une pâte de chaux

et de silicate de sodium [Lan, 88].

I.2.7.2. Les traitements thermiques :

Ils ont pour but de modifier la structure chimique du bois par action de la chaleur et

vont spécialement dégrader ou extraire les hémicelluloses responsables du gonflement du

bois.

• La torréfaction s’effectue par chauffage à 280°C maximum par un gaz inerte grâce

auquel on évite la combustion [Lec, 87]. La modification chimique correspond à une

dégradation des hémicelluloses plus sensibles à la chaleur [Doa, 85], la cellulose et la

lignine ne se décomposent qu’à des températures plus élevées. La torréfaction conduit

ainsi à un bois faiblement hygroscopique [Bou, 89] mais de couleur plus foncée.

• L’hydrolyse consiste à solubiliser les hémicelluloses par un traitement à chaud (160°C)

sous pression pendant 15 heures [Bur, 75]. La réduction du gonflement à l’eau est alors

consécutive à la création de nouvelles liaisons entre les composants chimiques des parois

cellulaires. Toutefois, il s’ensuit une diminution des propriétés mécaniques du matériau en

flexion et cisaillement.

I.2.7.3. Les traitements chimiques :

L’objectif est d’éviter la fixation des molécules par les groupements hydroxyles du

bois. Divers procédés de traitement dans la masse ont été utilisés : remplacement des

groupements hydroxyles par des groupements chimiques plus hydrophobes, blocage des

groupements OH par estérification, utilisation d'agents ignifugeantsou encore d'agents

d’étanchéité.


29

I.2.7.4. Les traitements mixtes :

Certains auteurs ont proposé plusieurs techniques, comme par exemple l’association

d’un traitement d’imprégnation suivi d’une compression [Dar, 88] ou encore l’association de

traitements thermiques et chimiques [You, 86].

Toutefois, même si les traitements sont plus au moins efficaces en eux- mêmes, il faut

toujours tenir compte des interfaces avec la matrice dans laquelle les granulats sont introduits.

Nous avons aussi le traitement de rétification, ce traitement sera décrit et discuté en détail

dans le chapitre II.

I.3. Autre renfort utilisé dans ce travail : les rubans de verre métallique

Il s’agit de renforts également utilisés dans les matériaux cimentaires. A titre de

comparaison, nous avons aussi étudié le comportement à l'extraction des rubans de verre

méallique enrôbés dans le ciment. C'est l'objet du chapitre IV.

Dans cette partie du présent chapitre consacrée plus spécialement au renfort bois, nous

nous bornons simplement à mentionner ce type de renfort pour mémoire. Nous décrivons ces

objets en détail au chapitre IV.


30

I.4. Composite ciment- bois I.4.1. Introduction

Les composites bois-béton ont été beaucoup étudiés depuis ces dernières années car

les fibres de bois possèdent beaucoup d’avantages comparées aux fibres d’amiante : le faible

coût, des procédés d’élaboration plus sains pour la production des composites de différentes

formes, le renouvellement et le recyclage, alors que l’utilisation d’amiante a été mise en cause

par la législation sur la santé. Le Tableau I.6. permet de comparer les propriétés mécaniques

et géométriques de quelques fibres utilisées pour le renforcement du ciment.

Tab. I.6 : Caractéristiques mécaniques et physiques de quelques fibres [Ken et al. 00]

Le renforcement des ciments par des fibres cellulosiques donne un matériau composite

qui peut remplacer l’amiante-ciment dans de nombreuses applications telles que les plaques

de toiture, la tuyauterie, les revêtements de murs et d’autres applications intérieures.

Néanmoins, les composites à base de bois montrent, en général, un désavantage

important : c’est leur sensibilité aux conditions humides, conduisant à des variations

dimensionnelles et par conséquent, à la baisse de la performance du composite. L’utilisation

de ces composites dans les constructions est souvent limitée à cause de cela. Des méthodes

d’amélioration des propriétés mécaniques et physiques du bois et du composite ciment-bois

en général seront discutées plus loin.

Notons que l’intérêt est aussi d’utiliser des matériaux cellulosiques de rebut (chutes,

copeaux, papier, …) afin d’apporter un moyen de les valoriser.

Fibre Diamètre

µ m

Longueur

mm

Densité

gr/cm3

Résistance à

la traction

MPa

Module

d’Young

GPa

Allongement

%

Prix en

€/kg

Cellulose 14-45 1-3 1.5 150-500 20-40 8-12 0.4

Amiante 0.02-20 20-80 2.5-3.4 30 160 2-3 0.76-

0.92

Acier 5-500 20-80 7.8 1000-3000 200 3-4 1.2

Verre 5-20 40-70 2.6 150-300 80 2-3.5 3.0


31

I.4.2. Influence du temps de prise du ciment-bois

Dès les années 60 [Bib et al, 68] signalent un rallongement très sensible des temps de

prise, voire même une inhibition totale de celle-ci, les mélanges restant indéfiniment à l’état

pâteux. La détermination des facteurs influençant la prise se pose donc depuis plus de trente

ans. Biblis attribue les plus fortes influences au glucose et à la cellulose, tandis que [Wea et

al. 67] rendent compte de forts retards engendrés par la présence de bois décomposé dans le

mélange.

Les solutions apportées consistent en l’introduction d’accélérateurs de prise du ciment

afin de contrecarrer l’effet néfaste des extractibles du bois. [Mos, 85] préconise l’emploi de

chlorures de fer, d’étain ou d’aluminium à 5% en masse. Il est même possible de neutraliser

les effets des extractibles à l’aide de chlorure de calcium sans altérer les propriétés

mécaniques [Mitch, 80]. On attribue ensuite des influences moins marquées aux tanins et aux

acides aliphatiques, tandis que les terpènes et la lignine n’ont pas d’effet observable [Bib et al

68].

[Wil et al. 84] ont entrepris la classification d’adjuvants organiques et inorganiques

selon leur influence accélératrice ou retardatrice, sur la prise du ciment, en suivant son

hydratation par calorimétrie isotherme. Leurs conclusions semblent indiquer que toutes les

molécules organiques semblent induire des retards, mais que parmi elles, les adjuvants

phénoliques avec des groupes hydroxyle adjacents sont de puissants retardateurs. Ce fait est

expliqué par la faculté de telles molécules de former des complexes avec des ions calcium.

L’acide citrique, le catéchol et l’acide salicylique sont notamment cités.

Rappelons que ces molécules sont largement présentes dans les extractibles du bois,

notamment du bois rétifié, et que les polyphénols, oligomères de ces mêmes molécules, sont

également susceptibles de donner des complexes d’ions métalliques. On peut retenir que la

présence de molécules organiques diverses dans l’eau de gâchage peut introduire des

perturbations de l’hydratation du ciment, entraînant dans certains cas une chute des

résistances mécaniques du matériau. Les extractibles aqueux du bois sont donc susceptibles

d’avoir de tels effets.

[Ang, et al. 01] ont préparé des composites fibres de bagasse-ciment, avec une

distribution aléatoire des fibres dans le composite. Ils se sont concentrés sur l’influence de

divers paramètres sur la prise du matériau composite bagasse-ciment : les constituants


32

végétaux de la fibre de bagasse, le traitement thermique de la fibre (bagasse rétifiée entre 175-

250°C) ou le traitement chimique d’hydrolyse par l’acide chlorhydrique, le taux massique de

fibres de bagasse dans le composite et le pourcentage d’eau ajoutée. Cette étude montre l’effet

retardateur de la lignine sur la prise du matériau composite et le comportement du composite

est quasiment le même que celui du ciment classique ou du composite cellulose-ciment pour

de faible teneurs en fibres de bagasse rétifiées à 200°C.

[Khe et al. 00] ont supposé que la liaison interfaciale, dans le cas des ciments

renforcés par des fibres, peut être affectée par plusieurs paramètres comme le rapport

« eau/ciment », la porosité, la morphologie de la fibre et la compaction. Cette liaison peut être

aussi de nature physique ou chimique ou une combinaison des deux, et cela en fonction de la

nature de la matrice et de la fibre renforçante.

I.4.3. Propriétés mécaniques du composite courant. [And et al. 79] ont étudié la variation des propriétés mécaniques du composite

renforcé avec des fibres de cellulose en fonction de la fraction massique des fibres. Leurs

études montrent que la résistance à la traction augmente avec l’augmentation de la fraction

massique. Par exemple : pour la fraction massique mf = 10 % la résistance en traction est : σt =

9.65 ± 1.63 MPa. Par contre, la résistance à la flexion 3 points est maximale (σf = 26.84 ±

1.77 MPa) pour une fraction massique de 6%. Ensuite, quand mf = 8-10%, la résistance à la

flexion n'augmente quasiment plus.

Ils annoncent aussi que le module d’élasticité en traction est maximal (Et = 13.62 ±

3.45 GPa) pour un taux de fibres de 4%, alors que celui en flexion diminue avec

l’augmentation du taux de fibres. A partir des calculs, ils ont trouvé que le cisaillement

interfacial varie entre 0.35 et 0.45 MPa; le cisaillement ne peut pas être très élevé à cause de

l’incompatibilité entre la fibre et la matrice et aussi parce que, sous charge, il y a le

décollement de la fibre d'avec la matrice.

[Bla et al. 99] ont proposé d’utiliser dans les composites « les fibres secondaires »,

c’est -à-dire, les fibres de papier recyclé et de produits de papier. La résistance à la flexion et

la ténacité de tels composites sont plus importantes que celles du ciment pur. Des cycles de

congélation-décongélation du composite augmentent son module élastique dynamique, alors

que pour le ciment pur c’est le contraire. En même temps, la résistance à la flexion diminue

avec l’augmentation de l’humidité des composites.


33

Les composites secs montrent des valeurs de la ténacité plus petites que les composites

humides. Les propriétés mécaniques du composite ont été améliorées par le traitement

chimique de la surface des fibres de bois, l’utilisation du malaxage par cisaillement à grande

vitesse et par la modification de la matrice cimentaire.

Dans cette étude les fibres des résineux, les fibres de feuillus et les fibres de papier de

journal on été utilisées. Les fibres ont été traitées par des solutions (1, 10, 30, 60, et 100% en

volume) d’acrylique et par une solution aqueuse d’alkylakoxylane avant de les mélanger au

ciment.

La résistance à la flexion est plus grande pour le composite que pour le ciment pur.

Les deux traitements améliorent les valeurs de la résistance à la flexion par rapport aux fibres

non traitées. Mais, le traitement par la solution de 30 % et plus d’acrylique abaisse la

résistance à la flexion. Le composite avec les fibres de feuillus donne les meilleurs résultats

de la résistance à la flexion. Cela s’explique par le fait que les fibres de résineux sont plus

courtes, que celle des fibres de feuillus et les fibres servent de ponts entre des microfissures

développées dans la matrice cimentaire. Ces résultats se confirment par d’autres études : les

ciments renforcés de fibres courtes développent de plus faibles résistances que ceux renforcés

de fibres longues.

La longueur des fibres traitées par la solution d’alklaoxylane n’a pas une grande

influence sur la résistance à la flexion du composite. Les valeurs de la résistance à la flexion

du composite avec fibres traitées sont comparables avec celles du composite avec fibres non

traitées. De même, le traitement par la solution de 100% d’alkylalkoxylane donne une chute

de la résistance à la flexion pour tous les types de fibres. En comparant les deux types de

traitement, les auteurs indiqunt que les valeurs de la résistance sont plus élevées pour les

fibres traitées par la solution d’alkylalkoxylane.

La ténacité s’améliore pour le composite par rapport au ciment pur et pour le

composite aux fibres traitées par rapport au composite aux fibres non traitées. En général, les

meilleures valeurs de la ténacité correspondent au traitement par la solution de 30% et plus

d’acrylique, alors que les valeurs de la résistance à la flexion associées diminuent.

La résistance à la compression diminue pour le composite par rapport au ciment pur.

Cependant, le traitement par la solution 30% et moins d’alkylalkoylane produit une faible

augmentation des valeurs de la résistance. Le traitement par la solution d’acrylique ne produit


34

pas de résultats sensiblement différents des résultats pour le composite aux fibres non traitées.

Le composite aux fibres traitées par la solution de 100% d’alkylalkoxylane donne les valeurs

de la résistance à la compression plus élevées que celles pour le composite aux fibres traitées

par la solution de 100% d’acrylique.

Dans une autre étude, [Bla et al. 94] annoncent que l’amélioration des propriétés

mécaniques du composite peut être atteinte par la modification de la matrice cimentaire et

par l’utilisation du malaxage par le cisaillement à grande vitesse. Pour modifier les propriétés

de la matrice les auteurs proposent diffèrents types de ciment.

L’utilisation des ciments alcalinisés améliore la maniabilité de la pâte cimentaire et

diminue ses délais de prise. Les valeurs de la résistance à la flexion et à la compression

optimales ont été obtenues pour le ciment commercial alcalinisé à 25°C. La dilatation linéaire

est plus basse pour le composite à base du ciment alcalinisé.

Les effets de remplacement d’une partie du ciment par la fumée de silice ont été

étudiés dans ce travail. La fumée de silice contient plus de 95% de SiO2 amorphe avec une

taille de grain d’environ 0.01 micron. L’addition de fumée de silice améliore la maniabilité de

la pâte cimentaire et augmente la résistance à la flexion (22,8 MPa avec l’addition de 6% en

masse de fumée de silice par rapport à 15,2 MPa sans l’addition de fumée de silice). En même

temps, l’addition de fumée de silice diminue l’alcalinité de la matrice et donc diminue le

dégrée de dégradation des fibres de bois. Cet aspect a été étudié dans le détail par A. Govin

[Gov, 04]. Les fibres qui contiennent de grande quantité de lignine sont plus sensibles au

milieu alcalin de la matrice cimentaire que les fibres où la quantité de lignine est négligeable.

C’est parce que la lignine et l’hémicellulose sont plus susceptibles à l’attaque alcaline et à la

dégradation chimique que la cellulose.

L’utilisation d’un malaxeur par cisaillement à grande vitesse augmente la résistance à

la flexion du composite (19 MPa par rapport à 11,1 MPa pour le malaxeur à aubes).

L’observation en microscopie optique montre que l’utilisation de malaxeur par cisaillement à

grande vitesse provoque la réduction des agglomérations des fibres et leur meilleure

distribution dans la matrice, conduisant ainsi à un renforcement plus efficace.

[Led et al. 96] ont examiné l’effet d’addition au mélange ciment + argile de copeaux

de bois. La résistance à la compression du composite diminue avec l’augmentation du taux de

copeaux de bois, alors que la résistance à la traction augmente avec l’augmentation de taux de


35

copeaux de 0 à 10%. Cette augmentation peut être expliquée par le fait que les copeaux jouent

le rôle de fibres dans la matrice. En plus, l’addition des copeaux améliore la performance

thermique d'isolation du composite et diminue ses variations dimensionnelles.

L’influence de divers traitements des copeaux sur les caractéristiques du composite a

été étudié, à titre d’exemple des résultats sont données dans le Tableau I.7. Le traitement

combiné à base de chaux hydraulique et d’eau bouillante est la méthode la plus efficace pour

l’augmentation de la résistance mécanique.

D’autre part, les variations dimensionnelles peuvent être comparées avec l’absorption

d’eau des copeaux et du composite. La réduction des valeurs d’absorption d’eau de composite

par rapport à celles pour les copeaux seuls s’explique par le fait que dans le composite, la

matrice absorbe aussi. Excepté les résultats du traitement par la chaux, la réduction des

variations dimensionnelles est plus importante que la réduction d’absorption d’eau pour les

copeaux et le composite. Cette conclusion démontre que les variations dimensionnelles ne

sont pas seulement dues à l’absorption d’eau des copeaux. La conséquence de ce processus est

que la modification de la porosité de la matrice peut être un facteur essentiel pour la réduction

de la variation dimensionnelle. Cela concorde avec des recherches antérieures

Le traitement par l’eau bouillante suivi du traitement par la chaux hydraulique permet

de minimiser considérablement les variations dimensionnelles du composite. Ce procédé

technique permet d’atteindre un excellent compromis dans les propriétés du matériau.


36

Tab. I.7 : Influence des divers traitement des copeaux étudiées sur les caractéristiques du

composite [Led et al. 96]

[Tam, 01] a utilisé des copeaux du bois de source industrielle au Sénégal. Les copeaux

saturés d’eau sont introduits dans le ciment et le composite obtenu est testé en compression et

en flexion. Avec l’augmentation de la quantité, pour un taux de gâchage fixé, la densité

diminue, ainsi que les résistance mécaniques.

[Sav, 00] a étudié l’effet de l’utilisation de copeaux de Sisal, de bananier (déchets-

résidu) et de copeaux d’Eucalyptus pour renforcer un composite à base du ciment. Les essais

mécaniques ont montré que la performance optimum du composite renforcé par ces différents

types de déchets de fibres est obtenue pour un composite qui contient une fraction d’environ

12% en masse, avec une résistance à la flexion d’environ 20 MPa et une énergie de rupture

entre 1,0 et 1,5 kJ/m2.

Traitement L’

abso

rptio

n

d’ea

u de

s

cope

aux,

%

L’ab

sorp

tion

d’ea

u de

s

com

posi

te, %

Densité

Kg/m3

Résistance à

la

compression

MPa

Résistance

à la traction

MPa

Variations

dimensionnelles,

mm/m

Coefficient de

conductivité

thermique

W/mK

Sans

traitement 240 49 0.85 8.9 3.8 3.50 0.22

L’eau

bouillante 112 34 0.85 9.7 4 2.00 0.22

La chaux 99 25 1.11 12.7 4.95 1.18 0.27

L’eau

bouillante

+la chaux

89 23 1.12 13.1 5.1 0.95 0.27

Le ciment 87 22 1.20 12.4 4.4 1.35 0.33

L’eau

bouillante

+le ciment

79 20 1.20 12.6 4.8 1.00 0.28

L’huile de

lin 42 22 1.00 8.5 2.9 2.2 0.25

Les

valeurs

prévues

<1.40 >5.0 <1.00 <0.30


37

[Cab, 92] a présenté un étude comparative des bétons de fibres métalliques, de verre et

de bambou. Dans cette étude, l'auteur tend à accréditer la possibilité d’utiliser la fibre de

bambou dans la technique des bétons de fibres, compte tenu de l’intérêt économique que ceci

représente. La fibre de bambou possède des propriétés mécaniques acceptables par rapport à

d’autres fibres classiques. Le Tableau I.8 récapitule les résistances à la rupture du bambou

sous diverses sollicitations.

Résistance (MPa) Fibre de Bambou

Compression axiale 62.1 à 86.3

Traction axiale 184.4 à 384.3

Flexion axiale 76.3 à 276

Compression transversale 52.5 à 93

Tab. I.8: Propriétés mécaniques du bambou [Cab, 92]

Les lamelles longitudinales de fibre de bambou obtenues ont un comportement linéaire

de type fragile et présentent une résistance à la rupture en traction de l’ordre de 150 MPa ;

celle-ci est de l’ordre de 3 à 5 fois supérieure à celle des fibres de bois classiques (30 à 50

MPa) et elle est plus de la moitié de la limite élastique des fibres métalliques usuelles (240

MPa).

Les caractéristiques des fibres utilisées (longueur et diamètre) pour le composite

béton-fibre de bambou sont 15 mm et 0.1 à 1.5 mm, pour les fibres métalliques 50 mm et 0.5

mm et pour les fibres de verre 13 mm et 0.1 mm. L'auteur a fait 4 mélanges selon le taux de

F/C (10 et 40%) pour chaque type de fibre, et a ensuite évalué successivement la résistance en

compression à 7 et 14 jours, la résistance en traction à 14 jours, la masse volumique apparente

à 14 jours et le retrait jusqu’à 8 semaines.

Le Tableau I.9 montre les pourcentages de variation, en fonction de la teneur en fibres,

de chaque caractéristique étudiée, comparativement à celle de la matrice de base (mélange à

45% d’eau sans sable), pour les différents types de fibres.


38

Fibres Bambou Verre Métallique

F/C 10% 20% 30% 40% 10% 20% 30% 40% 10% 20% 30%

RC 7J +6% +10% +4% -9% +7% +11% +10% +6% +26% +37% +42%

RC 14J +8% +5% -8% -18% -10% -15% -17% -19% +9% +21% +10%

RT 14J +26% +38% +42% +14% +41% +62% +71% +56% +54% +85% +92%

MVA 14J -2% -3% -4% -5% -5% -6% -7% -9% +1% +3% +5%

∆l/l 14J -7% -16% -21% -31% -17% -9% -3% +6% -3% -21% -30%

∆l/l 56J +9% +3% +2% -6% +4% +10% +10% +13% -6% -14% -25%

Tab I.9 : Pourcentage de variation en fonction de la teneur en fibre, de chaque

caractéristique étudiée [Cab, 92]

Il apparaît que pour la résistance en compression, les fibres métalliques semblent les

plus efficaces, suives par les fibres de bambou et les fibres de verre. Pour les résistances en

traction, le meilleur rendement est également obtenu avec les fibres métalliques, mais dans ce

cas les fibres de verre donnent de meilleurs résultats que les fibres de bambou bien que ces

dernières puissent conduire pour certaines matrices à des améliorations non négligeables. Par

contre, d’un point de vue allégement (et par voie de conséquence très certainement pour ce

qui est de l’aspect isolation thermique), ce sont les fibres de verre qui sont le plus

intéressantes devançant de très peu les fibres de bambou, alors que les fibres métalliques

contribuent à alourdir le matériau.

En ce qui concerne le retrait, les fibres métalliques conduisent quel que soit l’âge à des

diminutions importantes de retrait, alors que le même phénomène s’atténue avec l’âge pour

les fibres de bambou et que les fibres de verre n’apportent quasiment aucune amélioration. Il a

conclu que l’efficacité des fibres dépend de la relativité des caractéristiques fibres- matrice et

que les fibres bambou conduisent selon la caractéristique étudiée à des résultats du même

ordre que ceux obtenus avec les fibres métalliques ou de verre.

[Khe et al, 00] ont présenté la caractérisation et la microstructure du ciment renforcé

par des fibres longues de cellulose de pin ( L= 3 mm, D = 10 µm) préparées soit par voie

chimique ou soit par voie thermomécanique, blanchies et raffinées à 280°, et des fibres

courtes d’eucalyptus (L = 1mm, D = 14 µm) préparées par voie chimique, blanchies ou pas


39

blanchies, et raffinées à 280°, en raison de leur faible coût et de leurs bonnes propriétés

mécaniques par rapport à d’autres fibres.

Dans cette étude, ils donnent une évaluation des caractéristiques mécaniques des

ciments renforcés par des fibres de cellulose qui diffèrent par leurs procédés de fabrication,

tout en essayant de comprendre le mode de rupture par visualisation des surfaces de rupture

au microscope électronique à balayage et la durabilité du matériau conservé dans différents

milieux hygroscopiques.

L’examen des éprouvettes, découpées dans les deux directions longitudinale et

transversale, au microscope électronique à balayage montre bien que les fibres sont dispersées

au hasard dans toutes les directions : il n’y a pas d’orientation préférentielle. D’autre part, ils

montrent que les composites renforcés de fibres blanchies ont des valeurs de résistance, de

module d’Young et d’énergie de rupture plus élevées que celles non blanchies. Ceci est dû au

prétraitement des fibres qui améliore leur compatibilité chimique avec le ciment. Ensuite, la

résistance à la flexion et l’énergie de rupture statique est supérieure pour les ciments renforcés

de fibres longues blanchies par rapport aux fibres plus courtes.

Ils supposent que les fibres longues peuvent offrir une grande résistance au

déchaussement quand le composite est chargé, ce qui entraîne de fortes valeurs de l’énergie de

rupture statique. En plus, les composites ayant donné une grande énergie de rupture sont aussi

les plus résistants au choc.

L’observation des surfaces de rupture des composites renforcés de fibres non

blanchies par microscopie électronique à balayage indique que la rupture a lieu par

déchaussement des fibres. Par contre, pour les ciments renforcés de fibres longues et

blanchies, elle a lieu, en grande partie, par fracture des fibres. Les fibres sont plutôt

déchaussées que rompues pour les composites renforcés par de fibres blanchies courtes, ceci

explique que la surface de contact entre la fibre et la matrice est moins bonne.

Par contre, dans le cas de ciments renforcés de fibres de cellulose, des liaisons

interfaciales mécaniques ou chimiques importantes s’imposent. La liaison mécanique se

manifeste dans le processus de raffinage de fibres qui fait libérer les microfibrilles se trouvant

à l’intérieur des fibres et qui seront en contact avec le milieu ambiant. L’entrecroisement de

ces dernières avec la matrice améliore les performances mécaniques et crée, par conséquent,

un bon transfert de charges de la matrice vers les fibres. Celles-ci à leur tour supportent les


40

charges jusqu’à la rupture. La liaison chimique se justifie par la morphologie et par la nature

des constituants du composite.

Enfin, l’exposition du matériau composite à différents environnements (eau, air, cycles

de séchage-mouillage) ne détériore pas le matériau et confirme la réversibilité de l’effet de

l’eau sur les propriétés physiques et mécaniques du matériau.

I.4.4. Compatibilité des fibres de bois avec le ciment.

L’aspect important du composite ciment-bois est la compatibilité chimique et physique

des fibres de bois avec le ciment. La compatibilité chimique, dans une grande mesure, dépend

du type de processus de production de la fibre. Il est bien entendu qu’avec l’addition des

fibres de bois dans la matrice cimentaire, les temps de prise du ciment augmentent.

L’hémicellulose, l’amidon, les tanins, les sucres, certains phénols, ainsi que la lignosulfamide

contenus dans le bois sont en partie responsables de ces retards de prise. La présence de

champignons, même microscopiques, dans le bois, rendant sa structure moins perméable et ne

permettant aux constituants du bois de se polymériser qu’à un degré moindre, est aussi à

prendre en compte. Les propriétés des fibres peuvent être améliorées si l’on utilise les fibres

préalablement traitées et si l’interface fibre-matrice est traitée chimiquement, ce qui minimise

l’effet hygroscopique et augmente la liaison interfaciale. [Bla et al. 99]

Les composites renforcés par des fibres traitées ont des valeurs de résistance, de

module d’Young et d’énergie de rupture plus élevées que celles des composites renforcés par

des fibres non traitées. Ceci est dû au traitement des fibres qui éliminent les produits nuisibles

et indésirables. La lignine qui est relativement rigide et qui manque de compatibilité chimique

avec le ciment, réduit la surface de liaison entre fibre et matrice et provoque, par la suite, de

faibles résistances au déchaussement. [Bla et al. 99]

Les observations au microscope électronique à balayage des fibres traitées et non

traitées aident à expliquer l’influence des traitements sur la compatibilité entre fibre et matrice

et donc sur les propriétés du composite. Le traitement nettoie la surface de la fibre et élimine

la couche de lignine qui est bien visible dans le cas de fibres non traitées.

L’examen des surfaces de rupture des composites renforcé par des fibres longues non

traitées indique que la rupture a lieu par déchaussement des fibres. L’extrémité de fibre est

pointue, avec une diminution de sa section. De plus, on observe la présence des trous attestant


41

que la fibre a glissé et a été enlevée. Cette constatation confirme bien la fragilité du matériau

car, durant la rupture, les fibres ne s’opposent pas à la propagation des fissures. Dans le cas

des ciments renforcés de fibres longues la rupture a lieu, en grande partie, par fracture des

fibres à leur extrémité, ce qui nécessite une grande énergie de rupture, d’où une bonne

ductilité du matériau. Cette différence dans la rupture entre les composites avec les fibres

longues traitées et non traitées est due à deux raisons :

1. Dans le cas de fibres non traitées, les extraits provenant de la fibre empoisonnent la

matrice et entraînent une liaison interfaciale très faible.

2. Les fibres traitées sont chimiquement compatibles avec le ciment et, par conséquent,

donnent une bonne liaison interfaciale.

[Para et al. 77] ont supposé en général que la liaison ciment/bois est régie à la fois par

des paramètres physiques et chimiques. En effet, elle dépend de la pénétration du mélange

matriciel dans les pores et les canaux du bois. Par ailleurs, l’action de l’eau sur le ciment

conduit à l'hydrolyse des atomes métalliques –Ca-OH, - Si-OH, Al-OH. Le bois, lui, contient

des groupements hydroxyles –C-OH et des groupements carboxyliques. Il peut donc se

produire des liaisons hydrogènes et des ponts hydroxyles entre une matrice cimentaire et des

granulats de bois.

On a pu montrer que les ciments Portland ne réagissent pas tous de la même façon à

l’effet retardateur des bois, et l’influence de caractéristiques telles que la classe de résistance,

la rapidité de prise du ciment, la composition minéralogique a fait l’objet d’études [Sim, 85].

I.4.5. Les interfaces fibre- matrice.

L’interface fibre-matrice peut être considérée comme une phase en soi, car sa

microstructure est différente de celle de la matrice. Aussi appelée zone de transition

interfaciale, ou auréole interfaciale, sa morphologie dépend du type, de la géométrie et du

traitement de surface des fibres, de la composition de la matrice et du procédé d’élaboration

du composite.

Selon [Ben et al. 95], la taille de la section des fibres influence considérablement la

microstructure de l’interface fibre-matrice :

- Pour les micro fibres, les fibres ayant un diamètre inférieur ou égal à celui des

particules de ciment (≤ 70 µm), la microstructure de l’interface est dense, peu


42

différente de celle de la matrice. Ceci est dû au fait que les diamètres des fibres et

des particules de ciment sont du même ordre de grandeur.

- Pour les fibres en faisceau, les particules de ciment et les hydrates formés ne

pouvant pénétrer dans le faisceau, la microstructure autour du filament se

différencie selon son positionnement interne ou externe.

- Pour les macro- fibres, les fibres ayant un diamètre supérieur à celui des particules

de ciment, la microstructure de l’interface ressemble à celle de l’auréole de

transition des granulats dans le béton. Sa formation est due entre autre à un effet de

paroi et de ressuage au niveau de l’interface. Elle peut se composer d’un film

duplex, d’une couche discontinue de cristaux issus de l’hydratation du ciment (en

particulier de cristaux de portlandite orientés) et d’une zone poreuse.

D’un point de vue mécanique, à cause de sa structure l'interface peut être considérée comme

un aspect important du composite.

[Yua et al. 89] proposent diverses méthodes pour renforcer la structure et accroître la

rigidité de l’interface. Parmi ces méthodes, citons l’ajout de fumées de silice et la diminution

du rapport eau /ciment.

Le transfert de charge entre la fibre et la matrice a lieu au niveau de leur interface et

joue un rôle essentiel dans le comportement mécanique du composite. L’adhésion interfaciale

est une combinaison de trois phénomènes agissant simultanément à des degrés différents [Bra,

95] :

- Interpénétration mécanique entre la pâte de ciment et la surface de la fibre

- Adhésion physique moléculaire.

- Adhésion chimique.

I.4.6. Effet de l’humidité sur les variations dimensionnelles du composite ciment-bois

Le bois subit une forte variation dimensionnelle (surtout dans les directions

transversales aux grains) selon l’humidité, ce qui modifié fortement le comportement

interfacial. De nombreux auteurs ont étudié ce phénomène pour un objectif en général

technologique [Cou 85, 87 et Mos 85, 88]. Ils ont constaté que les composite sont sensibles à

l’humidité, en particulier avec une conséquence sur les variations dimensionnelles.

[Mou et al. 95] soulignent l’importance de l’interface particule-matrice dans le

phénomène de la variation dimensionnelle du composite. Ils proposent une maîtrise de celui-


43

ci en apportant des traitements spécifiques aux trois éléments du composite ; la matrice, les

particules et l’interface. Leur conclusion est qu’un composite constitué de ciment et de sable

avec des particules de bois imprégnées de bitume présente des caractéristiques intéressantes.

[Bou et al. 98, 99] ont observé une hystérésis très prononcée entre des isothermes

d’adsorption-désorption obtenues à partir de composites ciment-argile-bois ; ce phénomène

s’observe surtout dans le domaine d’humidité relatives allant de 0 à 75%. Il est donc très

probable qu’une hystérésis sera observée sur des mesures de variations dimensionnelles.

[Wu, 99] propose une modélisation des isothermes d'absorption de composites

commerciaux à base de bois et de résines synthétiques. Il se base sur les travaux de [Nel, 83],

qui a établi, pour le bois seul, une relation décrivant l’isotherme d’absorption. En plus, Wu a

montré que cette méthode de régression pouvait également être appliquée à des composites de

bois avec une matrice résine, avec d’excellents coefficients de corrélation.

En résumé, il existe donc des outils théoriques permettant de prévoir le taux

d’humidité d’un composite à base de bois, mais la complexité des phénomènes mis en jeu

dans les variations dimensionnelles et l’anisotropie du bois rendent leur modélisation bien

plus hasardeuse.

I.4.7. Effet de l’orientation aléatoire des fibres

Des essais d’extraction de fibres (pull- out, [Li et al, 90]) ont permis d’établir

expérimentalement que la force nécessaire pour arracher une fibre orientée d’un angle θ

quelconque est supérieure à celle qui est suffisant pour arracher une fibre orientée

perpendiculairement au plan de référence (θ =0).

[Li et al. 90, 92], puis [Maa et al. 94] et [Maa et al. 95], proposent une expression de

cette force en fonction de l’angle d’inclinaison sous une forme exponentielle, comme le

montre la Figure I.13. Ils remarquent qu’une certaine zone de la matrice (en grisé) forme une

sorte de poinçon et exerce une force d’appui sur la fibre, ce qui se traduit par un frottement

supplémentaire au niveau du point de contact, caractérisé par un coefficient de frainage f :

( ) ( ) θ)exp(f.0θH,FθH,F maxmax ==

où f est le coefficient du freinage, θ l'angle d'orientation et H la profondeur d'enchâssement.


44

Fig I.13. : Influence de l’orientation sur la force d’extraction [Li et al. 90]

[Li et al. 90] ont étudié l’effet de l’orientation et de la longueur enchâssée de fibres de

nylon et de polypropylène sur la charge maximale et l’énergie de rupture, pour un angle

d’inclinaison variant entre 0 et 75°. Les résultats de leur essais montrent que la force et

l’énergie augmentent avec l’accroissement de l’angle d’inclinaison jusqu’à atteindre un

maximum à 45° à cause de l’augmentation de f (f = 0,99 pour le nylon et 0,77 pour le

polypropylène) et elles ensuite diminuent pour les plus grands angles (Fig. I.14).

Fig. I.14 : Evolution de la force et l’énergie de rupture en fonction de θ [Li et al, 90]

0

5

10

15

20

Fmax

(N)

0

5

10

15

20

Fmax

(N)

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 20 40 60 80

Angle d'inclinaison (degres)

Ene

rgie

(J/m

2)

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 20 40 60 80

Angle d'inclinaison (degres)

Ene

rgie

(J/m

2)

θ

augmentation du frottement

Fmax(H, θ = 0)

Matrice

Fmax(H, θ = 0) exp (f θ)


45

I.4.7.1. Essai d’extraction (pull out)

A l'origine, ce test a été développé pour les essais sur fibres enrobées par des matrices

polymères. Plus récemment, cette technique a été utilisée pour caractériser les propriétés

interfaciales des composites à matrice fragile.

Le principe de cet essai consiste à soumettre une fibre, dont une partie est enchâssée

dans un bloc de matrice, à une contrainte de traction uniaxiale (Fig. I.15 à gauche), jusqu'à

provoquer la décohésion à l'interface, puis l'extraction complète de la fibre

Fig. I.15 : Schéma du test de pull out (à gauche) ; courbe typique d'extraction (à droite)

La mesure continue de la force (F) nécessaire à l’arrachement de la fibre, ainsi que de

son déplacement (d) par rapport au bloc de matrice, permet de caractériser la cohésion et le

frottement à l’interface fibre-matrice. (Fig. I.15 à droite).

Une courbe type d'extraction, telle que celle présentée sur la Figure I.15 à droite, se

scinde en deux parties distinctes :

- la partie A, qui correspond à la phase de décohésion progressive entre la fibre et la matrice,

- la partie B, qui correspond à l’arrachement et donc au frottement de la fibre dans la gaine

de la matrice.

Les grandeurs qui sont généralement extraites de cette courbe sont [Naa et al. 91] :

• la charge au pic ( Fpic ), caractéristique de la cohésion fibre- matrice,

• la charge de frottement ( Ff ), caractéristique de la résistance à l’arrachement de la fibre.

A B

Fpic

Ff

Cha

rge

d’ar

rach

emen

t (N

)

Déplacement (d en mm)

A B

Fpic

Ff

Cha

rge

d’ar

rach

emen

t (N

)

Déplacement (d en mm)

Matrice

HLongueur enchâssée

Fibre

F


46

La charge au pic, ou charge de décohésion, correspond au point où la liaison fibre-

matrice qui pouvait exister au commencement de l’essai est rompue sur toute la longueur

enchâssée de la fibre. La charge de frottement est généralement inférieure à la charge de

décohésion dans le cas des fibres droites. Elle correspond à la résistance au glissement de la

fibre comprimée dans le bloc de ciment.

A partir de ces valeurs, il est également possible de calculer en première

approximation une contrainte de cisaillement uniforme au pic (τpic) et une contrainte de

cisaillement en frottement (τf) juste après le pic. La contrainte de cisaillement interfaciale

uniforme correspond au rapport entre la charge d’arrachement mesurée et la surface enchâssée

de la fibre. Elle peut se calculer à partir des formules suivantes ( rf : rayon de la fibre

supposée cylindrique)

:

L’essai d’extraction réalisé sur une fibre de section circulaire, droite et alignée avec la

direction d’arrachement correspond à la plus simple des configurations d’arrachement de

fibre. Son objectif est d’isoler le mécanisme d’arrachement des paramètres pouvant le

perturber, comme l’angle d’inclinaison de la fibre, afin que les mesures réalisées soient

véritablement caractéristiques du comportement de l’interface. Il est alors possible

d’appréhender les processus de rupture de l’interface. Les paramètres liés à la fibre, à la

matrice ou aux conditions d’essais peuvent également être modifiés afin d’étudier leur

influence sur la courbe d’arrachement enregistrée.

I.4.7.2. Les différents tests d'extraction fibre-ciment décrits dans la bibliographie

Parmi l’ensemble des tests d’arrachement développés depuis une trentaine d’années, il

se dégage plusieurs familles de montages. Toutes tentent de résoudre au mieux trois des

principaux problèmes inhérents à l’essai d’arrachement de fibre, qui sont :

1. la réalisation des éprouvettes avec une fibre insérée dans le béton ou le ciment,

2. la fixation de l’éprouvette sur la machine d’essai,

3. la coaxialité de l’axe de la fibre et de la direction d’arrachement.

La première de ces familles de montages se caractérise par une fibre partiellement

enrobée de la matrice sur laquelle est directement appliqué l’effort d’arrachement. Il existe

pour cette famille de montages différentes méthodes d’accrochage de l’éprouvette sur la

Hr2F

f

picpic π

=τHfr2

fF

f π=τ


47

machine d’essai : l’accrochage sur fond de l’éprouvette (Fig. I.15) [Leu et al. 97],

l’accrochage sur les côtés ou l’accrochage sur le devant de l’éprouvette [Ham, 96].

Le principal avantage de cette famille de montages est qu’elle permet d’obtenir

directement la courbe d’arrachement d’une fibre de longueur connue, enrobée dans un

cylindre de béton. Ses inconvénients résident dans la difficulté d’aligner parfaitement la fibre

avec la direction d’arrachement et dans l’enregistrement de la déformation élastique de

l’extrémité libre de la fibre fixée dans le mors de traction, qui nécessite une correction de la

courbe brute d’arrachement. Il faut également noter qu’il est difficile de mesurer de façon

précise la distance d’arrachement de la fibre sur ce type de configuration.

Dans la seconde famille de montages, la fibre est entièrement enrobée de matrice (Fig.

I.16), et l’éprouvette est réalisée à partir de deux coulées de béton successives. L’intérêt

d’enrober entièrement la fibre de matrice réside dans un meilleur alignement de la fibre avec

la direction de traction, la difficulté d’alignement est alors en partie reportée sur le

positionnement de la fibre au moment du coulage. Le second intérêt de cet essai est de simuler

l’ouverture d’une fissure d’éprouvette macroscopique de type éprouvette de traction en

maîtrisant les paramètres de longueur et d’orientation de fibre. De plus, la mesure de la

distance d’arrachement de la fibre hors de la matrice est facilement réalisable par méthode

extensométrique.

L’inconvénient de ce montage est qu’il ne permet pas de récupérer directement

l’arrachement de la fibre car les deux extrémités sont arrachées de façon simultanée. Pour

tenter d’imposer le côté d’arrachement de la fibre, plusieurs solutions sont proposées par

certains auteurs comme la déformation d’une extrémité de la fibre ou l’enrobage d’une partie

de la fibre dans une résine plastique permettant un ancrage plus important [Wan et al. 88]

Fig. I.17. Essai d'extraction out sur

plusieurs fibres simultanément. Fig. I.16. Essai d'extraction sur une

fibre enchâssée des deux cotés.

Demi- éprouvette coulée en premier

Fibres

Demi- éprouvette coulée en second

F

F

L1 L2 Fibre

Matrice Matrice

d

F


48

La troisième famille d’essai de pull out consiste à arracher simultanément plusieurs

fibres (Fig. I.17), possédant les mêmes caractéristiques d’enrobage (longueur et l’angle

d’orientation). Le but est de minimiser la dispersion importante qu’on retrouve dans les essais

de pull- out et d’obtenir directement une courbe caractéristique de l’arrachement de plusieurs

fibres. Les résultats constituent alors une moyenne. Ce type d’essai permet également, dans

une certaine mesure, d’intégrer l’effet d’interaction entre les fibres sur la charge

d’arrachement [Naa et al, 76]. La réalisation de ces éprouvettes est cependant complexe et

très longue. De plus, une valeur quantitative de la résistance interfaciale est délicate à

déterminer parce qu’une distribution véritablement uniforme de la charge d’arrachement de

toutes les fibres est difficile à obtenir et à conserver au tout au long de l'essai.

Une remarque commune à chacune de ces familles de montages concerne la dispersion

des résultats. Mise en évidence dès 1973 par Boer, elle a depuis été relevée par de nombreux

auteurs, la dispersion généralement rencontrée est plus souvent de l’ordre de 25 à 50%. Cette

instabilité importante est le résultat du faible niveau de charge mesuré lors de l’extraction des

fibres, ainsi que de variations incontrôlées dans la préparation du béton, dans la géométrie des

fibres et dans le coulage des éprouvettes.

I.4.7.3. Modélisation de l’arrachement d’une fibre inclinée

L’arrachement d’une fibre inclinée fait intervenir des mécanismes complexes. A partir

des résultats d’un grand nombre d’essais, les conclusions restent cependant du domaine de

l’observation expérimentale. La modélisation des phénomènes d’arrachement d’une fibre

inclinée tente de quantifier et d’apporter des bases physiques aux processus mécaniques mis

en œuvre.

Plusieurs familles de modèles tentent de décrire l’arrachement d’une fibre inclinée :

des modèles phénoménologiques issus de résultats d’essais réalisés sur des fibres

polymères,

des modèles basés sur la résistance des matériaux, généralement utilisés pour décrire

le comportement d’une fibre métallique,

des modèles (peu nombreux dans le cas de l’arrachement d’une fibre inclinée) issus de

la mécanique de la rupture, dont nous ne parlerons pas ici.


49

I.4.7.3 a Modèles phénoménologiques

Des modèles phénoménologiques ont été développés afin de prévoir la charge

d’arrachement d’une fibre polymère en fonction de l’angle d’inclinaison [Li et al. 90], cette

charge est calculée jusqu’à des angles importants de l’ordre de 60°.

Fig. I.18: Evolution de la charge d’arrachement au pic en fonction de l’angle d’inclinaison pour : a) fibres de Polypropylène ; b) fibres de nylon. [Li et al. 90]

[Li et al, 90] proposent une modélisation basée sur une formulation mathématique

compatible avec l’évolution de charge observée, elle se présente sous la forme suivante :

où : f est un paramètre représentatif des mécanismes d’arrachement supplémentaires

spécifiques à une fibre inclinée.

Pour les fibres polymères, la composante nécessaire à la déformation de la fibre est

très faible et la rupture d’un élément de béton ne se produit que pour des angles d’inclinaison

importants. La grandeur f est donc essentiellement caractéristique du frottement entre la fibre

et la matrice. L’auteur obtient un bon ajustement entre la théorie et l’expérience (Fig. I.18).

Afin de tenir compte de la variation de la résistance à l’arrachement en fonction du

glissement de la fibre, F(θ = 0) peut s’exprimer en fonction du déplacement courant (d), du

déplacement correspondant à la force au pic (dpic) au et de la résistance de l’interface τpic [Li

et al. 93] :

Ils ont montré aussi, que la contrainte de cisaillement peut évoluer avec le

déplacement d'extraction (d). Cette évolution est prise en compte dans le modèle en exprimant

θ)(f0θ e)(F)F( ==θ

)(

00

)(12),( θπτθ fpic

fpic eLdd

rLdF ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−=

0

1

2

3

4

0 20 40 60 80Angle d'inclinaison (degrés)

Cha

rge

norm

alis

ée

polypropylène

nylon

f=0,99

f=0,7

points expérimentaux

Modélisation


50

τ en fonction du glissement de la fibre par l’intermédiaire d’une fonction polynomiale :

Les constantes τ0, a1, et a2 sont déterminées expérimentalement pour un couple fibre-matrice

et des conditions d’essai données.

Dans un article récent, [Leu et al. 97] présentent une critique de ce modèle qui porte

essentiellement sur les trois points suivants :

1. les essais ayant servi de base à l’expression de ce modèle ont été réalisés sur une

configuration dans laquelle la fibre était déjà courbée. Les résultats obtenus ne sont

donc pas exactement représentatifs de l’arrachement d’une fibre droite inclinée dans

un composite traversé par une fissure.

2. le développement du modèle est uniquement basé sur le calcul de la charge au pic en

fonction de l’angle d’inclinaison de la fibre.

3. les ruptures de matrice observées n’ont pas été prises en compte dans le modèle, ni la

déformation plastique de la fibre.

[Leu et al. 97] appuient leur argumentation sur la comparaison des résultas obtenus à

partir des deux configurations d’essai évoquées sur la fibre courbée et la fibre droite inclinée.

Ils montrent que les charges d’arrachement sont plus importantes dans le cas d’une fibre

coudée et que les différences entre les courbes expérimentales s’accentuent avec l’angle

d’inclinaison (Fig. I.19).

Fig. I.19 : Courbes de l’extraction d’une fibre polymère en fonction de l’angle

d’inclinaison et de la configuration d’arrachement.

(a et c) Fibre courbée ; (b et d) Fibre droite. [Leu et al, 97]

2210 dadaττ(d) ++=

a ba b

c dc d


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En conclusion, ces modèles présentent une série d’équations simples, qui peuvent

donner de bons résultats lorsqu’on compare les courbes théoriques et expérimentales.

Néanmoins, de nombreux paramètres sont pris en compte. Ces paramètres doivent être

déterminés par un nombre important d’essais et ne sont valables que pour un couple de

matériaux précis et des conditions expérimentales données.

I.4.7.3.b. Modèles issus de la résistance des matériaux

Les modèles développés à partir de la résistance des matériaux sont plus nombreux. Ils

utilisent généralement une approche analytique et tentent de prendre en considération de

façon découplée l’ensemble des phénomènes d’arrachement.

La décohésion et l’arrachement sont pris en compte de la même façon pour une fibre

alignée, mais sont calculés à partir de la composante Fx de la charge d’arrachement (Fig. I.20).

L’évolution de cette charge en fonction de la longueur de fibre restant enrobée dans la matrice

est calculée à partir de la contrainte de cisaillement uniforme obtenue lors d’un essai de pull-

out sur fibre alignée de la façon suivante :

où : L0 est la longueur enchâssée dans la matrice et d est le déplacement.

La déformation de la fibre est modélisée comme la déformation d’une poutre de

section circulaire fléchie sous l’action de la composante transverse P de la force

d’arrachement [Kat, 95; Zhang et al. 02]. Les réactions à l’entrée de la fibre dans la matrice

sont calculées de la même façon que pour une poutre encastrée. Elles se composent d’un

moment M et d’une force de réaction s’exerçant de la matrice sur la fibre. Certains auteurs

considèrent que cette charge de réaction est concentrée à l’entrée de la fibre (R) [Kat et al.

95], alors que d’autres la considèrent comme une charge répartie (Rrm) sur la distance q à

l’intérieur de la matrice (Fig. I.21) [Mor et al. 74].

A partir du calcul de la déformation de la fibre, il est possible d’obtenir l’équation de

la flèche de la poutre et de l’utiliser pour calculer le déplacement de l’extrémité de la fibre

dans la direction d’arrachement.

[Kat et al. 95] réalisent une approche plus complexe du calcul de la déformée en

couplant les effet de N et P dans le calcul de la flèche. D’autre part, ils intègrent également la

déformation de la matrice en modélisant l’ensemble béton-fibre par une poutre semi infinie

(I.1) d)(Lτ2π(d)F 0fx −=


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reposant sur une fondation élastique et caractérisée par un module de fondation (k). Cette

approche est aussi utilisé par [Zha et al. 02] dans un modèle analytique sur une fibre inclinée

de carbone que nous allons détailler plus loin.

La charge de frottement supplémentaire agissant à l’entrée de la fibre dans la matrice

est généralement prise en compte par un modèle de type Coulomb. Cette charge

supplémentaire Nsupp se calcule en multipliant la charge de réaction globale de la matrice (Rm)

par le coefficient de frottement f (Equ. I.3) :

Comme l’indique l’Equ. I.4, la charge d’arrachement N se décompose en une charge

d’arrachement pure Ncrit et une charge supplémentaire de résistance au frottement Nsupp.:

Donc , la force de pontage peut être calculer comme suit :

La rupture d’un élément de béton, lorsqu’elle est modélisée, est déterminée à partir

d’un critère de résistance à la compression de la matrice. Les dimensions de l’éclat sont

calculées avec l’hypothèse d’une rupture de la matrice perpendiculairement à la fibre [Katz et

4) (I. NNN suppcrit +=

5) (I. cosθ)N(NPsinθF suppcritpontage ++=

3) (I. RN msupp f=

P

Matrice

q L1

Extrémité libre de la fibre

Rrm

M P

Matrice

q L1

Extrémité libre de la fibre

Rrm

M

N

P

θ

Fibre

Matrice

N

P

θ

Fibre

Matrice

Fig. I.21 : Modélisation de la déformation d’une fibre, utilisée par [Mor et al.74]


53

Li 95]. Cette étape de la modélisation reste cependant mal maîtrisée et un ajustement des

paramètres de rupture à partir des résultats expérimentaux est nécessaire.

[Zhan et al. 02] ont proposé un modèle de simulation pour analyser l’influence de

l’inclinaison de l'angle d’une fibre de section ronde sur la charge à la rupture dans un

composite cimentaire renforcée par des fibres de verre ou de carbone. Ils ont réalisé une étude

paramétrique de l'efficacité du pontage, comprenant l'influence des modules élastiques de la

fibre et de la matrice, la contrainte de liaison interfaciale entre fibre et matrice, l'orientation de

la fibre sur la résistance apparente à la rupture de la fibre.

Le modèle résultant indique qu'avec l'augmentation de l’angle d'inclinaison de la fibre,

la résistance apparente à la rupture des fibres diminue, à cuase des contraintes introduites par

la flexion de la fibre. En plus, le degré de dégradation de la résistance à la rupture apparente

de la fibre est influencé par le module élastique de la fibre et de la matrice (avec

l'augmentation du module de la fibre ou matrice, la résistance apparente de la fibre augmente)

et par la résistance de frottement de l'interface fibre/matrice (l’augmentation de la résistance

au frottement de l'interface fibre/matrice mène à une diminution de la résistance à la rupture

apparente).

Ce modèle analytique est basé sur le comportement d'une poutre en cantilever

encastrée obliquement dans un massif (Fig. I.22).

Fig. I.22: Courbure de la fibre au travers de la fissure d’ouverture w [Zhan et al. 02].

Trois aspects doivent être pris en compte. :

Premièrement, quand une fibre oblique est sollicitée en extraction, une pression

s’exerce sur le coin de matrice à l’entrée de l’encastrement. Cette pression augmente la

a aw


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friction entre la fibre et le ciment, et accroît donc la force nécessaire pour faire glisser la fibre.

Ainsi, une friction complémentaire est développée entre la fibre et la matrice pendant

l’extraction de la fibre. L’influence de cette friction sur la force de pontage dépend des

propriétés interfaciales entre la fibre et de la matrice et de l’angle de l’inclinaison. Selon

[Zhan et al. 02], cet effet (effet de freinage ou snubbing) peut être inclus dans la force

d’extraction par la relation suivante :

où f est le coefficient de freinage.

Deuxièmement, l’extraction d’une fibre oblique entraîne géométriquement la nécessité

d’une flexion de la fibre, ce qui donne une composante supplémentaire à la force d’extraction.

Troisièmement, la flexion de la fibre conduit à une contrainte de traction qui s’ajoute à

celle nécessaire au glissement. Cette contrainte conduit donc à la réduction apparente de la

résistance de la fibre qui se rompt sous l’effet de cette contrainte de traction (moment

fléchissant).

Dans ce qui suit, nous avons adapté cette approche analytique à notre cas où les

baguettes de bois sont de section carré et où elles sont susceptibles de se fendre sous l’effet

des efforts tranchants.

Les modèles issus de la résistance des matériaux semblent donc les plus développés et

plus rigoureux. Ils tentent de prendre en compte l’ensemble des mécanismes d’arrachement

d’une fibre inclinée. Ils peuvent s’appliquer à l’arrachement de fibres de bois et métalliques

pour lesquelles la rupture d’éclats de matrice et de déformation élasto-plastique de la fibre

sont des phénomènes qui ne peuvent pas être négligés. Néanmoins, ces modèles sont

généralement basés sur des approches simples de l’arrachement de la fibre de la matrice.

Certaines parties de la modélisation, comme la rupture de la matrice, restent encore peu

développées et doivent être ajustées à partir des résultats expérimentaux.

5) (I. e0)θN(w,θ)N(w, fθ==


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I.5. CONCLUSION :

L’idée de renforcer les matériaux à matrice cimentaire, au comportement de type fragile

par des fibres végétales n’est pas nouvelle. En plus, de la possibilité de jouer un rôle de

renfort, ces fibres, économiques par rapport aux fibres métalliques ou synthétiques,

permettent souvent d'aboutir à un gain de masse. Mais, l’utilisation de tels matériaux n’est pas

sans poser un certain nombre de problèmes : retard de prise du ciment dû au passage en

solution des extractibles du bois, sensibilité des fibres végétales à l’hygrométrie, etc.

Un certain nombre d’auteurs ont proposé des traitements des fibres afin de les rendre plus

compatibles avec les matériaux cimentaires. Parmi eux, l’équipe du SPIN de l’ENSMSE a

mis au point un traitement thermique appelé la "rétification", qui a pour but de rendre le bois

hydrophobe, d’où des propriétés d’imputrescibilité et de stabilité dimensionnelle attendues.

L’objectif de ce travail de thèse est d’étudier l’effet de ce traitement sur des fibres de bois

(dans notre cas : peuplier) en vue de renforcer le comportement mécanique de la matrice

cimentaire. La plupart des auteurs cités n’ont pas étudié de façon approfondie le

comportement mécanique des composites ciment-bois. Il s’avère donc intéressant de connaître

l’influence des paramètres qui interviennent dans le pontage d’une fissure par un renfort

orienté aléatoirement. C’est le point de passage nécessaire pour exploiter au maximum

l’apport mécanique du bois, en plus de ses fonctions d’isolation et d’allègement.

Après avoir caractérisé le comportement des renforts et des matériaux composites modèles

(ciment hydraté contenant un nombre connu de fibres orientées de façon bien définie), nous

nous proposons de modéliser ce comportement en prenant en compte l’ensemble des

mécanismes d’arrachement. Le modèle sera aussi appliqué et validé sur du ciment renforcé

par des renforts en verre métallique, où l’objectif principal est l’accroissement des propriétés

mécaniques.


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Documents

Etude de matériaux minéraux renforcés par des fibres ...docinsa.insa-lyon.fr/these/2005/mahmoud/08_chapitre_1.pdfChapitre I : Etude bibliographique 8 Les phases C3A et C2 (A,F),