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Revue bibliographique sur les transports en milieu poreux

L’objet de la présente bibliographie est de rappeler de manière générale la description de la microstructure du béton et son impact sur la porosité et la perméabilité du matériau. Les points spécifiques de la bibliographie sont par la suite présentés en introduction de chacun des chapitres du mémoire afin que les connaissances issues de la littérature nécessaires à l’analyse des résultats expérimentaux soient exposées dans le même chapitre que l’interprétation des expérimentations. Les mécanismes de transport dans les milieux poreux dépendent de la composition du matériau dans lequel le fluide se déplace. Dans le cas du béton, ce matériau est composé de deux phases solides poreuses (pâte de ciment et granulats) et les propriétés de transport dépendent donc à la fois de la composition de chacune de ces phases et de leur interaction. Il est donc nécessaire de débuter cette revue de la littérature par la présentation des connaissances de base concernant la composition des bétons et de ses conséquences en termes de porosité.

Principaux hydrates et microstructure de la pâte de ciment Hydrates de la pâte de ciment

Le ciment portland anhydre est un liant hydraulique qui en contact avec l’eau conduit à une réaction d’hydratation (dissolution, sursaturation, précipitation…). Le produit de cette réaction est une pâte solide. Cette pâte de ciment représente 25 à 40 % du volume total du béton (Haniche, 2011). La littérature renseigne sur la composition d’un ciment anhydre ; les quatre principaux constituants sont :
– Le silicate tricalcique : 3CaO SiO2, (C3S) (60 à 65 % en masse du ciment) ;
– Le silicate bi-calcique : 2CaO SiO2, (C2S) (20 à 25 % en masse du ciment) ;
– L’aluminate tricalcique : 3CaO Al2O3, (C3A) (8 à 12 % en masse du ciment) ;
– L’aluminate ferrite calcique : 4CaO Al2O3, (C4AF) (8 à 10% en masse du ciment). Dans leur étude sur le retrait chimique et endogène, Tazawa et al ont présenté l’ensemble des équations d’hydratation en jeu lors de l’hydratation du ciment ; les principales hydrations sont celles des silicates tricalcique et bi-calcique (Tazawa et al., 1995):
2 3 + 6 2 → 3 2 3 + 3 ( )2 (Eq. 1.1)
2 2 + 4 2 → 3 2 3 + ( )2 (Eq. 1.2)
A l’issue de ces réactions, les produits les plus importants sont :
– Les silicates de calcium hydratés : , 2, 2 : appelés aussi « gel » de C-S-H à cause de leur structure colloïdale, ils offrent à la pâte de ciment sa résistance,
– La portlandite : ( )2 : qui se cristallise en plaquettes hexagonales,
– Les aluminates de calcium et sulfo-aluminates de calcium (7 à 10%).
Microstructure de la pâte de ciment – Description des C-S-H
La microstructure de la pâte de ciment durcie est constituée de pores à différentes échelles, connectés ou non et de phases liquide et gazeuse présentes dans ces pores. Elle est constituée notamment des C-S-H et de la portlandite. Les quantités de C-S-H et de Ca(OH)2 dépendent essentiellement de la quantité de l’eau de gâchage. En moyenne, une pâte de ciment durcie ordinaire contient entre 50 et 70 % de C-S-H et environ 25 % de Ca(OH)2. Dans le cas des pâtes de ciment à haute performance, la quantité de phase C-S-H est encore plus importante, ce qui induit une augmentation de la résistance.
Pour mieux comprendre l’évolution des C-S-H, le lien entre cette évolution et les variations macroscopiques mécanique (retrait, fluage par exemple), il existe différents modèles de description. Les plus connus sont les modèles de : Powers-Brownyard (Powers, 1958), Jennings (CM I et CM II) (Jennings, 2000), Feldman-Sereda (Feldman et Sereda, 1968). Mais, c’est le modèle proposé par Feldman et Sereda qui est généralement accepté pour expliquer la plupart des comportements de la pâte de ciment.
Tel que présenté sur la Figure 1.1, le modèle de Feldman met en exergue une structure en couches des C-S-H dont les particules se présentent sous une forme de lamelles.
Légende
A : Liaisons interparticulaires
Eau interfeuillets (Interlayer
X : hydrate Water)
B : Feuillets de tobermorite
O : Eau physiquement adsorbée
Figure 1.1 Modèle simplifié pour le ciment Portland hydraté (Feldman et Sereda, 1968)
Chaque lamelle est constituée de 2 ou trois feuillets mal cristallisés et très minces (B) avec une épaisseur moyenne de 30 Angströms et un espacement de l’ordre de 17 Angströms (Kantro et al., 1962). Ces feuillets peuvent avoir un mouvement relatif entre eux, réversible ou non (lors du chargement mécanique) et donnent lieu aux espaces inter-feuillets. Ainsi, la pénétration et le départ d’eau des espaces entre lamelles et entre feuillets sont possibles. Ces départs et entrées d’eau entre feuillets sont les phénomènes prédominants expliquant les variations dimensionnelles observables au cours du temps sous diverses sollicitations (Feldman et Sereda, 1968). Il faut souligner que ce modèle a été amélioré entre autre par Feldman en 1970 puis par Sierra en 1974 (Sierra, 1974).

Eau dans la pâte de ciment hydraté et le béton

L’eau joue le rôle d’hydratant du ciment, mais également, elle est garante de la bonne maniabilité du béton frais, elle se retrouve sous plusieurs formes dans la pâte de ciment durcie. Au jeune âge, on distingue généralement, selon la classification proposée par Powers et Brownyard (Powers et Brownyard, 1946) et reprise par Sierra (Sierra, 1974) trois types d’eau. Il s’agit de :
– L’eau chimiquement liée ou eau de constitution : elle est constituée de l’eau hydroxylique qui se forme par condensations des hydroxyles internes et superficiels, de l’eau moléculaire de cristallisation.
– L’eau adsorbée ou l’eau physiquement liée : elle est liée à la surface des pores solides du fait des forces intermoléculaires de Van Der Waals et de forces électrostatiques. La distinction entre physi et chimisorption dépend de la grandeur des énergies d’adsorption : quelques kilocalories pour la première et plus d’une dizaine pour la seconde (soit environ 0,4eV). Ces forces d’adsorption décroissent à mesure que l’on s’éloigne du solide. Ainsi, il est possible d’identifier les formes d’eau adsorbées à la surface des C-S-H : sur la face externe des lamelles de C-S-H, l’eau est adsorbée sur 6 couches au maximum (résultat qui lie la taille de la molécule de l’eau, soit 3 Å, à l’espace généralement disponible entre deux lamelles de C-S-H, soit 20 Å). L’espace interfeuillets est un espace très étroit (quelques Angströms) et ne peut donc accueillir qu’une à deux molécules d’eau. L’eau dans ces espaces est particulièrement rigidifiée et peut ainsi s’apparenter à de la glace (Baroghel-Bouny, 1994).
– L’eau libre ou capillaire : contenue dans les espaces inter granulaires, il s’agit de la forme condensée d’eau qui remplit le volume poreux dans les zones qui ne sont pas sous l’influence des forces d’adsorption. Les quantités des deux derniers types d’eau (eau libre, eau adsorbée) dépendent fortement de l’humidité relative régnant dans le réseau poreux.
Dans les pâtes de ciment durcies, ces eaux peuvent cohabiter ensemble.
Cependant, du point de vu identification et dosage, on se limite généralement à identifier eau évaporable et eau non évaporable :
– L’eau évaporable est considérée comme celle qui est éliminée après mise en équilibre de la pâte de ciment avec la glace (-79°C), elle comprend l’eau libre et l’eau adsorbée la moins liée.
– L’eau non évaporable est celle qui est retenue après cet équilibrage à -79°C. Elle comprend l’eau adsorbée la plus liée, l’eau interfeuillet et l’eau combinée de la structure.

Interface pâte-granulat du béton : ITZ ou auréole de transition

Dans le béton durci, un certain nombre d’interfaces entre la pâte de ciment et les autres constituants sont à distinguer. A partir des travaux de Maso en 1980, de Mindess en 1988 puis de Maso en 1993, il est à identifier 5 groupes d’interfaces. Ils sont cités par Larbi (Larbi, 1993) :
– Les interfaces entre les diverses phases qui composent la pâte de ciment y compris l’interface entre la pâte de ciment et le ciment non ou partiellement hydraté,
– L’interface entre la pâte de ciment et les particules hydratées ou non des matières pouzzolaniques,
– L’interface entre la pâte de ciment et les granulats,
– L’interface entre la pâte de ciment et les aciers,
– L’interface entre la pâte de ciment et certaines fibres éventuellement présentes dans le béton. Dans notre revue, nous nous intéressons à l’interface entre la pâte de ciment et les granulats. Cette interface appelée zone de transition interfaciale notée ITZ (Interfacial Transition Zone) ou « auréole de transition » est définie comme la liaison qui s’établit au cours de l’hydratation entre la matrice cimentaire et les granulats qu’elle enrobe (Larbi, 1993; Maso, 2004). Elle tire son origine de l’effet « mur » présenté à la Figure 1.2. Cet effet est schématisé par un objet solide plat placé au hasard dans un assemblage de grains de ciment ; cet objet couperait de travers les grains. Comme cela est impossible, l’assemblage des grains est perturbé pour donner une zone de plus grande porosité et des grains plus petits dans la zone proche des granulats (Scrivener et al., 2004).
Du fait de son mode de formation, l’ITZ n’est pas une zone définie, mais une zone de transition. Elle est mieux cristallisée que la matrice et présente un rapport E/C plus élevé que le reste de la pâte. Ainsi, la porosité de l’ITZ est plus élevée que celle de la pâte (Christensen et al., 1994). Les pores sont plus grossiers dans cette zone, et deviennent ainsi un réseau de cheminement privilégié pour les transferts de matières. Salih (1987) cité par Chen a trouvé que la perméabilité de l’interface est plus grande que celle de la matrice (Chen, 2011). L’épaisseur de cette zone augmente avec la taille du granulat et le rapport E/C, mais reste dans tous les cas inférieure à la cinquantaine de µm (Christensen et al., 1994).

Porosité et perméabilité de la pâte de ciment

Tout d’abord, il faut mentionner que c’est l’arrangement des différents produits de l’hydratation qui définit la porosité de la pâte de ciment. Ainsi, l’analyse de la microstructure de la pâte de ciment à partir de la porométrie mercure fait distinguer essentiellement deux types de pores : les pores capillaires et les pores des gels ou des hydrates (Powers, 1958). Les premiers (pores capillaires) sont de l’ordre de 1 μm et peuvent contenir de l’eau dans les conditions saturées. Cette porosité peut être affectée par le rapport E/C. Les pores des gels ou des hydrates sont à l’échelle nanométrique (<10nm). La porosité relative aux hydrates est caractérisée par des vides plus petits, pratiquement non affectés par le rapport E/C et qui seraient donc une caractéristique intrinsèque des hydrates formés (Baroghel Bouny, 2008). La porosité intrinsèque du gel C-S-H serait d’environ 26 % (Powers, 1958); elle dépend du ratio initial E/C et des conditions de cure. Hansen propose un même ordre de grandeur de cette porosité d’environ 28 % (Hansen, 1986). Dans de tels solides, la taille des pores peut être exprimée en termes de rayon hydraulique qui est le rapport entre section mouillée et périmètre mouillée (Powers, 1958). Connaissant la porosité de la pâte de ciment et la surface spécifique du gel qu’elle contient, on peut calculer le rayon hydraulique. Les mesures ont montré que le coefficient de perméabilité du gel lui-même est d’environ 7 10-11 darcys. La perméabilité de l’ensemble de la pâte dépend surtout de sa porosité capillaire du fait que la résistance à l’écoulement des cavités capillaires est plus petite que celle du gel.
En substance, cette revue de la littérature a permis de montrer que la perméabilité des matériaux granulaires dépend de la porosité, de la taille et de la forme des pores. Dans le cas d’un béton, cette porosité prend des formes diverses (porosités des granulats et de la pâte de ciment, auréoles de transition, voire, comme cela sera exposé par la suite dans le cas de béton dans une structure en service, fissuration). Les phénomènes de transport dans les bétons en sont rendus d’autant plus complexes à appréhender.

Problématique

Mesure des fuites sur site

Présentation du bâtiment réacteur et nomenclature des fuites mesurées

Il est important de s’approprier au préalable la terminologie relative à la description des bâtiments réacteurs et de se familiariser avec le vocabulaire consacré à la mesure de fuites sur site.
Le bâtiment réacteur des centrales nucléaires de production d’électricité à double paroi est constitué de deux enceintes de confinement (Figure 1.1). Ces enceintes sont formées d’un fût cylindrique surplombé d’un dôme. L’enceinte externe est en béton armé, l’enceinte interne en béton armé précontraint comme le présente la Figure 1.1.
Figure 1.1 Schéma de la partie Génie civil Figure 1.2 Nomenclature des fuites rencontrées d’un Bâtiment réacteur (Verdier, 2001) sur site en épreuve (Verdier, 2001)
Des épreuves « enceinte » (essais d’étanchéité) sont réalisées chaque 10 ans pour vérifier le respect des critères d’étanchéité de ces enceintes conformément au Décret d’Autorisation de Création (DAC). L’enceinte interne est sollicitée avec de l’air sec comprimé à 5,2 bars (pression absolue maximale de dimensionnement) pour simuler un accident de perte de réfrigérant primaire (APRP) ou de rupture de tuyauterie vapeur (RTV) (Herber et Auge, 1982).
Ces épreuves « enceinte » ne reproduisent pas réellement les situations d’accident sévères. En situation d’accident, la montée et la chute de pression au sein de l’enceinte ont lieu plus rapidement que lors des épreuves où le palier de pression est maintenu pour les besoins des mesures. De plus en accident réel, le mélange est de l’air humide, la vapeur d’eau peut se condenser dans la porosité du béton créant une barrière au gaz et contribuant ainsi à une baisse de débit représentative d’une chute de la perméabilité au gaz (Abbas et al., 1999; Maréchal et Beaudoux, 1992). Ce qui n’est pas le cas lors d’une épreuve enceinte qui est réalisée avec un air sec. L’épreuve enceinte est donc considérée comme sécuritaire par rapport à un accident et EDF a défini un facteur de transposition qui varie entre 1,5 et 4 entre un essai en air et un essai en air-vapeur (Granger, 1998; Masson, 2013). En connaissance de ce résultat, nous pouvons alors travailler avec de l’air sec dans notre étude.

Mesures des fuites lors des épreuves « enceinte »

La Figure 1.2 et le Tableau 1.1 présente la nomenclature de l’ensemble des fuites en présence lors d’une épreuve enceinte.
Il existe plusieurs sources de fuite lors d’une épreuve enceinte du fait de la complexité des enceintes. On peut citer :
– Les parois interne et externe de l’enceinte interne. On retrouve les deux quantités de fuite lorsqu’un matériau est traversé par un gaz : la fuite qui rentre dans la paroi interne de l’enceinte est la fuite globale Fg (ou Qg le débit associé) et la fuite qui sort du matériau après avoir traversée toute son épaisseur est Fe ou Qe.
– Le radier : c’est la source des fuites non transitantes Fnt qui ne passent pas par l’EEE,
– Zones singulières. Ce sont des endroits présentant des défauts identifiés. Il s’agit généralement des lieux où les déformations sont empêchées, la ceinture torique liant le dôme au fût, le gousset liant le bas du fût au radier, les alentours des grosses traversées comme le Tampon d’Accès Matériel (Figure 1.1) autour duquel les câbles de précontrainte sont déviés.
Lors de ces épreuves « enceinte », la principale fuite mesurée est la fuite globale Fg quittant l’enceinte interne. Elle exprime le pourcentage de la masse d’air sec quittant l’enceinte par jour. Mais cette fuite globale quittant l’enceinte interne à l’amont (Fg) est toujours supérieure à la fuite obtenue à l’aval de la paroi externe de l’enceinte interne Fe. Il y a différentes explications à ce résultat :
– Les fuites Fnt qui ne transitent pas par l’EEE et ne peuvent pas être comptabilisées dans les fuites mesurées à l’extrados dans l’EEE (Fe).
– Le mode de mesure des fuites externes de l’enceinte interne (Fe). En effet, ces fuites sont mesurées à l’extérieur de l’enceinte interne à des points ponctuels et non sur l’ensemble de la paroi externe de l’enceinte interne. Il est envisageable que les fuites ainsi mesurées ne soient pas représentatives de tout le parement à l’extrados.
De plus la détermination de la fuite globale Fg mérite d’être analysée. En effet, après la mise en pression de l’enceinte, deux approches équivalentes sont utilisées pour déduire de la baisse de pression le débit qui quitte l’enceinte :
– On mesure la variation de pression (ou variation de masse d’air) dans l’enceinte. Le taux de fuite est pris égal à la pente de cette variation de masse en fonction du temps.
– On procède à des mesures de pression chaque 15 minutes et la fuite globale quittant l’enceinte (amont) est estimée sur plusieurs périodes (de 15 minutes) après que sa stabilisation ait eu lieu. L’écoulement est alors considéré permanent et son régime de débit laminaire lorsque la pression devient linéaire en fonction du temps. Cette hypothèse signifie que le taux de fuite global Fg de l’enceinte interne devrait être égal au taux de fuite à l’extérieur de l’enceinte interne Fe. Ce qui n’est pas le cas.
Il se pose là clairement la question du critère de définition du régime permanent.
Dans notre étude, nous apportons des éléments de réponse sur le TERPE. En effet, la complexité de l’ouvrage peut rendre le critère sur site discutable. L’enceinte est constituée de nombreuses zones de faibles résistances aux fuites dont notamment les interfaces acier-béton (Sogbossi et al., 2017) et les zones singulières. Ces zones de faibles résistances aux fuites peuvent en effet conduire à obtenir une fuite quittant l’enceinte constante sans que le régime de débit permanent ne soit atteint dans l’ensemble de la structure. La conséquence flagrante est qu’aucune fuite n’est mesurée à l’extérieur de l’enceinte en « régime permanent » quand l’enceinte est gonflée à 2 bars absolue. On peut donc se demander si le régime permanent est réellement atteint lors des épreuves « enceinte ». Dans notre étude, nous proposons alors une étude théorique, expérimentale et numérique pour suivre l’évolution du TERPE à partir de la perméabilité du béton et de sa porosité accessible au gaz.
Par ailleurs l’épreuve enceinte qui est une simulation d’accident peut entrainer des dégradations importantes de l’ouvrage. L’accumulation de ces dégradations peut conduire à la fissuration du béton (Choinska, 2006). La conséquence est l’observation de fuites de plus en plus importantes au fil des épreuves enceintes, comme cela a été observé sur certaines enceintes. Vu sous cet angle, l’épreuve enceinte apparait potentiellement comme un essai sollicitant à long terme pour les enceintes. Il est alors nécessaire de développer de nouvelles approches pour diagnostiquer l’état des enceintes nucléaires au moyen de techniques non destructives qui sont fondamentalement inoffensives vis-à-vis de la structure des enceintes. Le projet ENDE s’inscrit entièrement dans cette démarche.

Evaluation des fuites au laboratoire et transposition des résultats sur site

Problème de l’évaluation des fuites au laboratoire

Au laboratoire, il est relativement facile de mesurer les fuites (ou la perméabilité) à l’entrée et la sortie d’un échantillon de matériau soumis à un gradient de pression.
La difficulté réside dans le fait que pour déterminer la perméabilité du béton au laboratoire, on dispose de plusieurs techniques de mesure qui n’aboutissent pas aux mêmes valeurs de perméabilité pour un même échantillon donné. Il se pose alors la question de savoir quelle valeur peut être considérée comme caractéristique du matériau testé.
De même, il existe peu de techniques non destructives de mesure de la perméabilité. Pour rester dans l’orientation du projet ENDE de développer de nouvelles techniques non destructives d’auscultation du béton, nous avons procédé dans notre étude à une analyse comparative de techniques destructives et des techniques non destructives de mesure de la perméabilité.

Problème de transposition des résultats de laboratoire à la prédiction des débits de fuite sur site

Le gros problème de transposition des résultats de laboratoire à la prédiction des débits de fuite sur site reste la représentativité des éprouvettes testées au laboratoire. En fait, les essais au laboratoire sont généralement faits sur des éprouvettes de béton d’épaisseur 5 cm. Dans le cadre global du projet ENDE, la solution apportée à ce problème a été de considérer des corps d’épreuve prismatiques de type « dalle » de dimensions 50x25x12 cm3. Ce choix a été fait pour représenter au laboratoire le béton de site. Une mini enceinte nucléaire à l’échelle 1/3 d’une enceinte réelle nommée « enceinte VeRCoRs » est également utilisée pour les expérimentations et devrait permettre de valider les approches qui sont proposées.
Cependant, augmenter la taille des éprouvettes de laboratoire est insuffisant pour répondre totalement à cette problématique de représentativité. En effet, les conditions environnementales et l’hétérogénéité du béton sur site (avec par exemple la présence de reprise de bétonnage, armatures, précontrainte, déformations bridées) sont également responsables de problèmes de représentativité entre laboratoire et site. Une meilleure prédiction des taux de fuites nécessite la combinaison entre des expérimentations aussi représentatives que possible et des modélisations numériques complètes de l’enceinte avec une représentation avancée de la microstructure du béton. Cette problématique est abordée dans le projet MACENA inscrit lui aussi dans le cadre du Programme d’Investissement d’Avenir (PIA) 2012. Nos résultats pourront être intégrés dans les études du projet MACENA pour permettre une meilleure évaluation du comportement global des enceintes (Asali, 2016; Chhun, 2017).
Dans notre étude, ces considérations géométriques des éprouvettes testées feront l’objet d’une partie importante de l’analyse. Il sera ainsi question d’analyser la capacité de nos lois d’évolution établies généralement sur des corps d’épreuve de petites dimensions (cylindre 15 x 5 cm2) à aboutir à des résultats comparables à ceux obtenus sur les dalles du projet ENDE puis sur l’enceinte VeRCoRs.
En résumé les problèmes identifiés sont :
– L’épreuve enceinte est potentiellement « sollicitante » à long terme, d’où l’utilité de développer des approches non destructives de diagnostic des enceintes nucléaires
– La mesure de perméabilité au laboratoire et/ou sur site conduit à des résultats différents, d’où la nécessité de procéder à une étude de normalisation.
– Le critère de régime permanent n’est pas forcément vérifié, d’où l’importance de proposer des solutions analytiques afin d’évaluer le régime au cours des essais.
– Les zones d’études considérées présentent différentes hétérogénéités (teneur en eau, dégradation mécanique, thermique) dont les conséquences sur la perméabilité doivent être quantifiées.
– Des hétérogénéités comme les interfaces acier béton peuvent modifier les mécanismes d’écoulement du gaz dans le béton armé, notamment lorsque celui-ci est relaxé de sa précontrainte. Il est important d’élucider le rôle de ces interfaces sur les mécanismes de transfert en milieux poreux.
Pour introduire le plan détaillé de notre mémoire, nous présentons le contenu du projet ENDE

Descriptif du projet ENDE et de la thèse ENDE-LMDC

Présentation du projet ENDE

Objectifs du projet ENDE

Les évaluations par CND que le projet ENDE propose ont pour objectifs de caractériser le béton
à travers les indicateurs suivants :
– Le module d’élasticité,
– La porosité,
– La teneur en eau,
– L’endommagement du béton,
– L’évolution de la précontrainte dans le béton,
– La variabilité spatiale de ces paramètres sur des zones ciblées,
– Les dimensions et l’ouverture d’une fissure sous sollicitation évolutive,
– Le débit de fuite potentiel du béton ausculté.
Ainsi, le projet ENDE peut proposer le suivi des enceintes à différentes périodes de vie de l’ouvrage :
– La première période concerne le fonctionnement usuel d’un réacteur et sa maintenance régulière. Lors des épreuves enceintes décennales, il serait possible d’inclure des mesures de CND permettant de caractériser le matériau béton et de déterminer la présence de fissures.
– La seconde période concerne l’analyse et le diagnostic d’un accident potentiel.
– La troisième période concerne la remise en fonctionnement éventuelle du réacteur à la suite d’un accident qui nécessite une requalification des enceintes et de leur capacité à assurer leurs fonctions. Là aussi les données issues de CND autoriseraient une décision après un re-calcul de la structure.
Pour atteindre ces objectifs un programme expérimental a été défini pour caractériser l’ensemble des états du matériau représentatifs des sollicitations du béton sur site lors d’un accident sévère.

Définition des états du béton étudié dans le cadre du projet ENDE

Dans le but d’être représentatif du béton tout au long de la vie de l’enceinte, différents états du béton sont étudiés. Avant de les détailler nous présentons dans le Tableau 1.2 un récapitulatif des états étudiés dans le cadre du projet ENDE et dans le cadre de la thèse ENDE-LMDC.

Table des matières

INTRODUCTION GENERALE
Chapitre 1. Problématique, Structure de la thèse et Matériau étudié
1.1. Introduction au chapitre 1
1.2. Revue bibliographique sur les transports en milieu poreux
1.2.1. Principaux hydrates et microstructure de la pâte de ciment
1.2.2. Eau dans la pâte de ciment hydraté et le béton
1.2.3. Interface pâte-granulat du béton : ITZ ou auréole de transition
1.2.4. Porosité et perméabilité de la pâte de ciment
1.3. Problématique
1.3.1. Mesure des fuites sur site
1.3.1.1. Présentation du bâtiment réacteur et nomenclature des fuites mesurées
1.3.1.2. Mesures des fuites lors des épreuves « enceinte »
1.3.2. Evaluation des fuites au laboratoire et transposition des résultats sur site
1.3.2.1. Problème de l’évaluation des fuites au laboratoire
1.3.2.2. Problème de transposition des résultats de laboratoire à la prédiction des débits de fuite sur site
1.4. Descriptif du projet ENDE et de la thèse ENDE-LMDC
1.4.1. Présentation du projet ENDE
1.4.1.1. Objectifs du projet ENDE
1.4.1.2. Définition des états du béton étudié dans le cadre du projet ENDE
1.4.2. Présentation de la thèse ENDE-LMDC
1.4.2.1. Définition des états du béton étudié dans le cadre de la thèse ENDE-LMDC
1.4.2.2. Objectifs et résultats attendus.
1.5. Matériau d’étude
1.5.1.1. Formulation du béton étudié et propriété des gâchées
1.5.1.2. Géométrie et prélèvement des éprouvettes testées
1.5.1.3. Conditionnement : cure appliquée, séchage et homogénéisation
1.6. Structure du mémoire
Chapitre 2. Etude théorique, numérique et expérimentale de la mesure de perméabilité
2.1. Introduction, revue bibliographique et objectifs du chapitre
2.1.1. Contexte, justification de l’étude
2.1.2. Positionnement du problème : physique de l’écoulement de l’air
2.1.3. Etude des solutions proposées dans la littérature
2.1.4. Objectifs spécifiques et structure du chapitre 2
2.2. Nomenclature de la perméabilité
2.3. Appareils de mesure de la perméabilité étudiés
2.3.1. Dispositifs expérimentaux de mesure en régime permanent
2.3.1.1. Matériel et principe de fonctionnement du perméamètre Cembureau
2.3.1.2. Matériel et principe de fonctionnement de la double cloche
2.3.2. Dispositifs expérimentaux de mesure de la perméabilité en régime non-permanent
2.3.2.1. La cloche simple
2.3.2.2. Matériel du perméamètre Torrent, TPT
2.3.3. Résumé du programme expérimental : échantillons, codification, nombre d’essais
2.4. Approche théorique de calcul de la perméabilité
2.4.1. Equations générales de Darcy et de Hagen-Poiseuille
2.4.2. Définition de la perméabilité apparente ka
2.4.3. Evolution du mode d’écoulement du gaz – nombres de Knudsen et de Reynolds
2.4.4. Perméabilité intrinsèque au gaz et limites de l’approche de Klinkenberg
2.4.5. Calcul de la perméabilité à l’air en régime permanent
2.4.6. Calcul de la perméabilité en régime non-permanent
2.4.6.1. Paramètres influençant la technique de la cloche simple et le TPT
2.4.6.2. Modèles de Torrent et de Čalogović
2.4.6.3. Nouvelle équation pour le calcul de k : cas de la cloche simple modifiée
2.4.6.4. Nouvelle équation pour le calcul de k : cas de la cloche simple normale et du TPT
2.5. Modélisation d’un essai en régime permanent et étude analytique de l’établissement du régime permanent d’écoulement
2.5.1. Présentation de l’analogie thermique
2.5.2. Solutions analytiques : profil de pression en RP et équation de calcul du TERPE
2.5.2.1. Profil de pression dans le béton en régime permanent et pression moyenne en RP
2.5.2.2. Equation de calcul du TERPE à partir de la porosité et de la perméabilité apparente
2.6. Résultats, analyse et synthèse
2.6.1. Présentation, comparaison et analyses des résultats expérimentaux
2.6.1.1. Perméabilités en régime permanent : Cembureau et double cloche
2.6.1.2. Mesure en dépression en régime non-permanent (cloche simple modifiée) et en régime permanent (double cloche)
2.6.1.3. Mesure à la double cloche au TPT et à la cloche simple normale
2.6.2. Approche de calcul des perméabilités de référence
2.7. Résultats de la modélisation et comparaison avec les résultats expérimentaux
2.7.1. Cinétiques de débit numérique et expérimentale
2.7.2. TERPE théoriques, numériques et expérimentaux
2.7.3. Prédiction de la porosité à partir du TERPE et à partir d’une mesure au TPT
2.8. Conclusion du Chapitre 2
Chapitre 3. Influence des conditions hydrique, thermique et mécanique sur la perméabilité des bétons en conditions d’usage normal et accidentel
3.1. Introduction
3.1.1. Contexte et justification
3.1.2. Etude bibliographique
3.1.2.1. Impact de la saturation sur les propriétés mécaniques et de transfert
3.1.2.2. Effet de la température
3.1.2.3. Effet de la charge mécanique
3.1.2.4. Effet du couplage endommagement thermique – mécanique sur la perméabilité
3.1.2.5. Synthèse de l’étude bibliographique et résultats attendus de notre étude
3.1.3. Objectifs spécifiques et structure du chapitre
3.2. Approche théorique
3.2.1. Calcul des propriétés de transfert (perméabilité)
3.2.2. Détermination du module instantané E et de la résistance en compression
3.2.3. Détermination de l’endommagement
3.3. Description des campagnes expérimentales
3.3.1. Mesure des propriétés mécaniques du béton sous contraintes thermique (T), hydrique (H) et mécanique (M)
3.3.1.1. Mesure de Rc et E en fonction de l’état hydrique
3.3.1.2. Programme expérimental pour la mesure de Rc et E après sollicitation thermique
3.3.1.3. Mesure du module E pendant le chargement mécanique
3.3.2. Mesure de la perméabilité sous contraintes thermique (T), hydrique (H) et mécanique (M)
3.3.2.1. Mesure de la perméabilité k en fonction de l’état hydrique
3.3.2.2. Mesure de la perméabilité en fonction de la température
3.3.2.3. Mesure de la perméabilité sous charge mécanique
3.4. Résultats des expérimentations et analyses
3.4.1. Evolution des propriétés mécaniques en fonction des différentes contraintes
3.4.1.1. Evolution de Rc, de E et de DH en fonction de l’état hydrique
3.4.1.2. Evolution de Rc, de E et de DTH en fonction de la température
3.4.1.3. Evolution de E et de DHM en fonction de la contrainte mécanique
3.4.2. Influence de l’état hydrique, de la température et de la sollicitation mécanique sur la perméabilité
3.4.2.1. Perméabilité en fonction de l’état hydrique k(Sr)
3.4.2.2. Perméabilité en fonction de la température et de la saturation
3.4.2.3. Perméabilité en fonction du chargement mécanique
3.5. Conclusion du Chapitre 3
Chapitre 4. Interaction perméabilité – interfaces acier-béton
4.1. Introduction
4.1.1. Contexte, justification et objectif général
4.1.2. Revue bibliographique sur le transfert de masse dans les matériaux cimentaires
4.1.3. Structure et objectifs spécifiques du chapitre
4.2. Base théorique
4.3. Matériel et méthodologie
4.3.1. Dispositif expérimental
4.3.2. Programme expérimental
4.3.3. Matériau, éprouvettes et conditionnement
4.4. Résultats et analyse
4.4.1. Reproductibilité de la cinétique de débit
4.4.2. Impact des interfaces acier-béton sur la perméabilité
4.4.3. Impact des interfaces acier-béton sur les débits et sur la cinétique des débits
4.4.3.1. Débit d’air, TERPE et différentes zones de perméabilité
4.4.3.2. Contribution du béton sain aux écoulements dans le cas des éprouvettes armées
4.4.3.3. Discussions
4.5. Conclusion chapitre 4
Chapitre 5. Calcul des fuites à partir de mesure au TPT et à partir de mesure de vitesses d’onde
5.1. Introduction
5.1.1. Contexte, justification et objectif général
5.1.2. Structure et objectifs du chapitre
5.2. Etudes pour établissement des modèles endommagements dynamiques – endommagements statiques et perméabilité – permittivité
5.2.1. Points sur les données expérimentales disponibles dans le cadre du projet ENDE
5.2.2. Revue bibliographique sur l’évaluation non destructive de propriétés du béton
5.2.2.1. Revue bibliographique sur les modules d’élasticité statiques et dynamiques
5.2.2.2. Revue bibliographique sur les relations entre vitesse d’ondes et perméabilité
5.2.2.3. Synthèse de la revue bibliographique
5.2.3. Partie théorique : équations de calcul
5.2.4. Campagnes expérimentales
5.2.4.1. Mesure modules dynamiques et statiques
5.2.4.2. Evaluation de la perméabilité, de la permittivité et de la résistivité électrique
5.2.5. Résultats et analyse
5.2.5.1. Endommagements calculés à partir des modules dynamiques et statiques
5.2.5.2. Perméabilité, permittivité et résistivité
5.2.5.3. Synthèse de l’étude complémentaire
5.3. Prédiction des taux de fuite
5.3.1. Notion de fuite, zone considérée et méthodologie générale de calcul
5.3.1.1. Notion de fuite
5.3.1.2. Zone d’étude considérée et représentativité des calculs de fuite
5.3.1.3. Représentativité des calculs – Cas de l’enceinte VeRCoRs
5.3.1.4. Etapes principales pour le calcul des fuites
5.3.2. Approches de calcul des fuites
5.3.2.1. Approche non destructive directe de calcul des taux de fuite
5.3.2.2. Approche non destructive indirecte de calcul des taux de fuite
5.3.2.3. Approche non destructive indirecte électromagnétique
5.3.3. Application aux dalles du projet ENDE
5.3.3.1. Application : état d’endommagement hydrique (état 0)
5.3.3.2. Application : état d’endommagement hydro-mécanique (état 1)
5.3.3.3. Application : état d’endommagement thermo-hydrique (état 2)
5.3.3.4. Application : état d’endommagement thermo-hydrique-mécanique (état 3)
5.4. Méthodologie et application sur l’enceinte VeRCoRs
5.4.1. Méthodologie de calcul des fuites
5.4.2. Application à la maquette VeRCoRs
5.4.2.1. Calculs des débits de fuite et du TERPE à partir des mesures CND effectuées sur l’enceinte VeRCoRs
5.4.2.2. Transposition des données de laboratoire aux calculs des débits de fuite et du TERPE sur l’enceinte VeRCoRs
5.5. Conclusion du Chapitre 5
CONCLUSION GENERALE
PERSPECTIVES
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES
LISTE DES FIGURES ET DES TABLEAUX

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