Vervisch Fortune Isabelle

TTHHÈÈSSEE

En vue de l'obtention du

DDOOCCTTOORRAATT DDEE LL’’UUNNIIVVEERRSSIITTÉÉ DDEE TTOOUULLOOUUSSEE

Délivré par l’Université Toulouse III – Paul Sabatier Discipline ou spécialité : Génie Civil

JURY

M. Buyle-Bodin François

M. Prince William M. Escadeillas Gilles Mme Arliguie Ginette M. Gaillet Laurent

M. Laurens Stéphane M. Balayssac Jean-Paul

Rapporteur Rapporteur Examinateur Examinateur Examinateur Examinateur

Invité

Ecole doctorale : Mécanique Energétique Génie civil Procédés

Unité de recherche : LMDC

Présentée et soutenue par Mme VERVISCH-FORTUNÉ Isabelle Le 25 septembre 2009

Titre : Sensibilité de la technique d’émission acoustique à la corrosion

des armatures dans le béton

Remerciements

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Remerciements

Tout d’abord, je souhaite remercier Jean-Paul Balayssac qui a co-encadré cette thèse et qui

m’en a proposé le sujet. Il m’a soutenu tout au long de ce travail, sa grande disponibilité et

toutes nos discussions ont été fructueuses pour l’avancée de cette thèse et mener à bien ce

travail de recherche. Je le remercie également pour les nombreuses heures passées à la

relecture et aux corrections du manuscrit. Je remercie monsieur Gilles Escadeillas, directeur

du LMDC et madame Ginette Arliguie, directrice de ma thèse, de m’avoir autorisée à

effectuer ma thèse au sein du laboratoire.

Je remercie tous les membres du jury dont messieurs François Buyle-Bodin et William Prince

d’avoir accepté d’être les rapporteurs de ma thèse et monsieur Laurent Gaillet pour s’être

rendu disponible afin d’en être un des examinateurs.

Je voudrais aussi exprimer tous mes remerciements aux collègues du LMDC pour l’ambiance

studieuse et amicale, qui ont été d’un grand réconfort et d’une aide précieuse. Un merci tout

particulier à Sifaques pour les nombreuses discussions et échanges sur l’émission acoustique

qui nous ont permis d’avancer dans un domaine complexe qu’est l’EA et de « tenir bon ».

Toute ma gratitude à toutes les personnes ayant relu, corrigé et commenté mon manuscrit et

ayant ainsi participé à son amélioration.

Mes remerciements vont aussi à tous les membres du laboratoire, techniciens, secrétaires qui

ont participé indirectement ou directement au bon déroulement de ces travaux de recherche et

à leur finalité.

Pour finir, je tiens à remercier mes parents et mes beaux-parents car si j’en suis arrivée là,

c’est grâce à leur patience, à leur disponibilité, à leur aide précieuse et à leur soutien au

quotidien. Un grand merci tout particulier à mon mari et aux deux soleils de ma vie, Samantha

et Emmeline, qui à tout moment, même difficile, ont su m’apporter réconfort et amour durant

toutes ces années de thèse.

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Résumé

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Résumé

La corrosion des armatures est l’une des principales causes de dégradation du béton.

Les deux mécanismes les plus courants contribuant au développement de la corrosion sont la

pénétration des chlorures et la carbonatation du béton. Ceux-ci génèrent deux types de

corrosion respectivement par piqûres et généralisée. Une des méthodes non destructives

actuellement utilisée dans le Génie Civil, l’émission acoustique, tend à se développer pour

évaluer la corrosion des câbles et des structures métalliques.

L’objectif de cette thèse est, d’une part de définir un essai de corrosion accélérée réaliste et

maîtrisé et d’autre part de vérifier la sensibilité de l’émission acoustique à la corrosion des

armatures dans le béton. Des méthodes électrochimiques éprouvées sont utilisées pour valider

les résultats obtenus par émission acoustique. Ces méthodes, comme la mesure du potentiel de

corrosion et l’évaluation de la vitesse de corrosion faisant l’objet de recommandations

RILEM, demeurent néanmoins des méthodes intrusives nécessitant l’accès à l’armature.

A partir des essais rencontrés dans la littérature, différents essais ont été étudiés utilisant

d’abord de forts courants de corrosion puis en les diminuant pour atteindre des courants

proches de ceux existants dans les structures. Différentes conditions d’initiation de la

corrosion comme l’attaque par les chlorures et la carbonatation du béton d’enrobage ont été

également testées. Cela nous a permis de mettre au point un essai de corrosion accélérée avec

des densités de courant de corrosion proches de la réalité. Cet essai consiste à créer une

macro-pile en connectant deux armatures coulées dans un même béton, une des armatures

étant dépassivée par carbonatation du béton, la seconde étant maintenue à l’état passif.

L’intensité du courant galvanique a été modifiée en faisant varier le rapport de surface

anodique/cathodique et la distance entre armatures.

L’analyse des signaux acoustiques enregistrés et de leurs paramètres a permis d’identifier

deux types de salves correspondant à une corrosion par micro-piles et à une corrosion par

macro-pile. Cette classification a été obtenue par une étude des formes d’onde et des

paramètres associés qui a ensuite permis de définir une procédure de filtrage. La mesure de

résistance de polarisation a permis de déterminer un accroissement de courant pour une

période donnée et de la corréler avec les événements acoustiques enregistrés sur cette même

période. Enfin une relation entre accroissement de densité de coups et accroissement de

densité de courant est proposée.

Mots clefs : béton armé, corrosion, essai accéléré, courant galvanique, émission acoustique,

carbonatation, résistance de polarisation, potentiel de corrosion

Abstract

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Abstract Corrosion of reinforcement is a major cause of concrete deterioration. The two most common

mechanisms contributing to the development of corrosion are penetration of chlorides and

carbonation of cover concrete. These two mechanisms induce two types of corrosion, pitting

and generalised corrosion. One of the non destructive techniques used in Civil Engineering,

acoustic emission, extends to monitor the corrosion of prestressing cables and metal

structures.

The objective of this thesis is firstly to define an accelerated corrosion test able to provide

conditions close to natural corrosion and secondly to check the sensitivity of acoustic

emission for detecting the effect of early corrosion in reinforced concrete. Usual

electrochemical methods are used to validate the results obtained by acoustic emission. These

methods, potential of corrosion measure and corrosion rate measurement being RILEM

recommendations, remain intrusive methods requiring access to the rebar.

From a literature review, various tests were studied, first using high impressed corrosion

currents and then by decreasing gradually the current to values existing in structures.

Different conditions for initiating corrosion, as an attack by chlorides and carbonation of

cover concrete, were also tested. This enables the development of an accelerated corrosion

test with densities of corrosion current close to the natural ones. It’s about creating a macro-

cell by connecting both two rebars in the same concrete, one of the rebar being depassivated

by carbonation of concrete, the second remaining in a passive state. Different galvanic

currents are obtained with different anodic and cathodic surfaces and distances between

electrodes.

The analysis of recorded acoustic signals and their parameters enable the identification of two

types of waveform. One corresponds to corrosion by micro-cell and the other by macro-cell.

This classification has been obtained firstly by an analysis of waveforms and parameters

associated and secondly by an automatic acquisition filtering. The measure of polarization

resistance allowed defining an increase of current during a given period. Then, it’s possible to

correlate the current increase with the acoustic hits recorded during the same period. Finally a

relationship between the increase of counts density and the increase of corrosion current

density is proposed.

Keywords: reinforced concrete, corrosion, accelerated test, galvanic current, acoustic

emission, carbonation, polarization resistance, corrosion potential

Table des matières

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TABLE

DES MATIERES

Table des matières

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Remerciements .......................................................................................... 1

Résumé ...................................................................................................... 3

Abstract...................................................................................................... 4

INTRODUCTION GENERALE ............................................................ 11

CHAPITRE I: ÉTUDE BIBLIOGRAPHIQUE ..................................... 15 1. Les besoins en évaluation non destructive des ouvrages .................. 16

1.1. La problématique .......................................................................................................... 16 1.2. Les pathologies du béton............................................................................................... 16

1.2.1. Réaction Alcali-granulat ......................................................................................... 17 1.2.2. Lixiviation ............................................................................................................... 17 1.2.3. Attaque par les sulfates ........................................................................................... 18

1.3. La corrosion des armatures ........................................................................................... 18 1.4. Nécessité de la reconnaissance des pathologies ............................................................ 19

2. La corrosion : phénomène et caractérisation .................................... 22

2.1. La corrosion de l’acier : Grands principes électrochimiques ........................................ 22

2.1.1. Processus de corrosion. ........................................................................................... 22 2.1.1.1. Corrosion par micro-piles ................................................................................ 23 2.1.1.2. Corrosion par macro-pile ................................................................................. 23

2.1.2. Notion de thermodynamique électrochimique ........................................................ 24

2.1.2.1. Corrosion électrochimique du fer .................................................................... 24

2.1.2.2. Loi de Nernst ................................................................................................... 26 2.1.2.3. Diagramme de Pourbaix .................................................................................. 27

2.1.3. Approche cinétique ................................................................................................. 29 2.1.3.1. Equation de Butler-Volmer: loi fondamentale de la cinétique électrochimique . ......................................................................................................................... 29 2.1.3.2. Droites de Tafel : notion de cinétique électrochimique ................................... 31

2.1.3.3. Loi de faraday : étude quantitative (cinétique de corrosion) ........................... 32 2.2. La corrosion de l'acier dans le béton ............................................................................. 33

2.2.1. Différents types de corrosion .................................................................................. 33 2.2.2. Principales causes de corrosion ............................................................................... 33

2.2.2.1. Rôle du béton ................................................................................................... 33 2.2.2.2. Etat de l’acier dans le béton ............................................................................. 34 2.2.2.3. Dépassivation par carbonatation du béton ....................................................... 35

2.2.2.4. Dépassivation par l’attaque des chlorures ....................................................... 36

2.2.2.5. Amorçage et propagation de la corrosion ........................................................ 37

2.2.2.5.1. Corrosion généralisée ................................................................................. 38

2.2.2.5.2. Corrosion localisée par piqûres .................................................................. 38

Table des matières

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2.2.3. Produits de corrosion .............................................................................................. 39 2.2.4. Facteurs influents sur la corrosion des armatures du béton .................................... 40

2.2.4.1. La température ................................................................................................. 40 2.2.4.2. Résistivité du béton (Porosité) ......................................................................... 41

2.2.4.3. La concentration en chlorures .......................................................................... 41

2.2.4.4. Nature et composition de l’acier. ..................................................................... 42

2.3. Méthodes de caractérisation de la corrosion des aciers dans le béton .......................... 42

2.3.1. Méthodes électrochimiques et électriques .............................................................. 43

2.3.1.1. Mesure de potentiel de corrosion ..................................................................... 43

2.3.1.2. Mesure de la résistivité électrique du béton .................................................... 44

2.3.1.3. Evaluation de la vitesse de corrosion par la mesure de résistance de polarisation....................................................................................................... 45

2.3.2. Les techniques acoustiques ..................................................................................... 46 2.3.2.1. Le contrôle par ultrasons ................................................................................. 47 2.3.2.2. Radar ................................................................................................................ 48 2.3.2.3. Émission acoustique ........................................................................................ 49

3. Corrosion accélérée: essais ............................................................... 51

3.1. Différents essais en laboratoire ..................................................................................... 51 3.2. Essai par immersion-séchage et milieu chloruré........................................................... 51

3.3. Essais brouillard salin ................................................................................................... 52 3.4. Essais en atmosphère carbonique .................................................................................. 53 3.5. Essai avec courant imposé ............................................................................................ 54

4. L’émission acoustique ....................................................................... 55

4.1. Technique de l’Emission acoustique............................................................................. 55 4.1.1. Généralités .............................................................................................................. 55 4.1.2. Sources d’émission acoustique ............................................................................... 56

4.1.2.1. Lors de différents endommagements ............................................................... 56

4.1.2.2. Dans le processus de corrosion ........................................................................ 56

4.1.3. Acquisition .............................................................................................................. 58 4.1.3.1. Chaîne d’acquisition ........................................................................................ 58

4.1.3.1.1. Les capteurs ................................................................................................ 59 4.1.3.1.2. Les pré-amplificateurs ................................................................................ 60

4.1.3.1.3. Le système d’acquisition ............................................................................ 60

4.1.3.2. Paramètres acoustiques ................................................................................... 60 4.2. La propagation des ondes .............................................................................................. 62

4.2.1. Signaux.................................................................................................................... 62 4.2.2. Vitesse de propagation ............................................................................................ 62 4.2.3. Influence du milieu ................................................................................................. 63

4.3. Analyse des données enregistrées par émission acoustique .......................................... 63

4.3.1. Analyse temporelle ................................................................................................. 63 4.3.2. Analyse muti-paramétrique ..................................................................................... 64 4.3.3. Analyse statistique .................................................................................................. 65

4.4. Les applications actuelles de l’émission acoustique en Génie Civil ............................. 66

4.4.1. Fissuration du béton (endommagement) ................................................................. 67

4.4.2. Rupture de câbles .................................................................................................... 68 4.4.3. Fuites ....................................................................................................................... 69 4.4.4. Injection de coulis ................................................................................................... 69 4.4.5. Corrosion des armatures.......................................................................................... 70

Table des matières

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CHAPITRE II: ......................................................................................... 73

DÉVELOPPEMENT D’UNE MÉTHODOLOGIE ................................ 73 1. Introduction ....................................................................................... 74

2. Dispositifs expérimentaux ................................................................. 75

2.1. Matériaux ...................................................................................................................... 75 2.1.1. Béton ....................................................................................................................... 75 2.1.2. Acier ........................................................................................................................ 75

2.2. Description des essais de corrosion accélérée............................................................... 76 2.2.1. Introduction ............................................................................................................. 76 2.2.2. Essais avec courant imposé ..................................................................................... 77

2.2.2.1. Description des corps d’épreuve ...................................................................... 77

2.2.2.2. Application du courant .................................................................................... 79 2.2.2.3. Essais en milieu chloré .................................................................................... 80

2.2.2.3.1. Essai de type Chl-I ..................................................................................... 81

2.2.2.3.2. essai de type Chl-E ..................................................................................... 82

2.2.2.4. Essais en milieu carbonaté ............................................................................... 83 2.2.2.4.1. Essai de type Car-I ..................................................................................... 84

2.2.2.4.2. Essai de type Car-E .................................................................................... 84

2.2.3. Essai avec courant galvanique : essai de type G-Car .............................................. 85

2.2.3.1. Description des corps d’épreuve ...................................................................... 85

2.2.3.2. Description de la cellule de corrosion ............................................................. 86

2.2.4. Récapitulatif des essais ........................................................................................... 87 2.3. Système d’émission acoustique .................................................................................... 88

2.3.1. Description de la chaîne d’acquisition .................................................................... 88 2.3.2. Eléments constitutifs de la chaîne d’EA ................................................................. 88

2.3.2.1. Capteurs ........................................................................................................... 88 2.3.2.2. Pré-amplificateur ............................................................................................. 90 2.3.2.3. Carte d’acquisition ........................................................................................... 91

2.3.3. Paramètres d’acquisition ......................................................................................... 91 2.3.3.1. Le seuil d’acquisition ....................................................................................... 92 2.3.3.2. Les paramètres temporels ................................................................................ 92

2.3.3.3. Autres paramètres ............................................................................................ 93 2.3.4. Paramètres des salves .............................................................................................. 94

2.4. Les mesures complémentaires ...................................................................................... 96 2.4.1. Appareillage mesure électrochimique ..................................................................... 96

2.4.1.1. Matériel ............................................................................................................ 96 2.4.1.2. Montage expérimental ..................................................................................... 98

2.4.2. Perte de masse ....................................................................................................... 100

3. Résultats des essais de corrosion accélérée par courant imposé .... 101

3.1. Identification des paramètres influents ....................................................................... 101 3.1.1. Introduction ........................................................................................................... 101 3.1.2. Influence de l’humidification. ............................................................................... 101

3.1.2.1. Déroulement des essais .................................................................................. 101 3.1.2.2. Résultats et analyse ........................................................................................ 102

3.1.3. Influence de la température. .................................................................................. 103 3.1.3.1. Introduction .................................................................................................... 103

Table des matières

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3.1.3.2. Déroulement de l’essai .................................................................................. 103 3.1.3.3. Résultats et analyse ........................................................................................ 104

3.1.4. Conclusion ............................................................................................................ 106 3.2. Analyse des résultats obtenus sur les essais avec courant imposé .............................. 106

3.3. Conclusion générale .................................................................................................... 112

4. Développement d’un essai à courant libre : G-Car ......................... 113

4.1. Introduction ................................................................................................................. 113 4.2. Résultats ...................................................................................................................... 113

4.2.1. Contrôle par émission acoustique ......................................................................... 114 4.2.2. Contrôle du potentiel ............................................................................................. 114 4.2.3. Contrôle du courant .............................................................................................. 115 4.2.4. Contrôle visuel ...................................................................................................... 116 4.2.5. Contrôle par le calcul de perte de masse ............................................................... 116

4.3. Conclusion .................................................................................................................. 118

CHAPITRE III: IDENTIFICATION DES PARAMÈTRES DES SALVES DUES A LA CORROSION ET RELATION ENTRE COURANT DE CORROSION ET EA ................................................. 119

1. Introduction ..................................................................................... 120

2. Définition des expérimentations ..................................................... 121

2.1. Données expérimentales ............................................................................................. 121 2.2. Détails de l’essai ......................................................................................................... 123 2.3. Contrôle du développement de la corrosion ............................................................... 124

2.3.1. Contrôles électrochimiques ................................................................................... 124 2.3.1.1. Suivi du potentiel libre anodique et cathodique ............................................ 124 2.3.1.2. Suivi du potentiel du circuit ........................................................................... 127

2.3.1.2.1. Influence du rapport Sa/Sc et de la distance anodique/cathodique ......... 128

2.3.1.2.2. Influence de la différence de potentiel entre les deux armatures au moment de leur connexion ..................................................................................... 129

2.3.2. Contrôle du courant ............................................................................................... 130 2.3.2.1. Par suivi de la tension du circuit .................................................................... 130

2.3.2.2. Par calcul de la perte de masse ...................................................................... 131

2.3.3. Contrôle visuel ...................................................................................................... 133 2.3.3.1. Influence de la durée de conservation avant l’essai ....................................... 133

2.3.3.2. Influence du rapport de surface ..................................................................... 134

2.3.3.3. Influence de la distance entre armatures ........................................................ 135

2.3.3.4. Influence du courant galvanique .................................................................... 136

2.4. Conclusion .................................................................................................................. 136

3. Analyse des résultats d’émission acoustique .................................. 138

3.1. Introduction ................................................................................................................. 138 3.2. Analyse temporelle ..................................................................................................... 138 3.3. Identification des paramètres d’EA les plus pertinents ............................................... 141

3.4. Analyse multi-paramétriques ...................................................................................... 144

Table des matières

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3.5. Reconnaissance et classification des salves ................................................................ 145 3.6. Identification des salves .............................................................................................. 150 3.7. Détermination des filtres ............................................................................................. 154 3.8. Validation de la procédure de filtrage ......................................................................... 155

3.8.1. Corrosion par micro-piles ..................................................................................... 155 3.8.2. Corrosion par macro-pile ...................................................................................... 157 3.8.3. Eprouvettes non corrodées .................................................................................... 158

3.9. Conclusion .................................................................................................................. 158

4. Validation de la procédure de filtrage et relation entre événements acoustiques et courant de corrosion ...................................................... 160

4.1. Introduction ................................................................................................................. 160 4.2. Mesures électrochimiques et électriques ..................................................................... 161

4.2.1. Mesure du potentiel anodique ............................................................................... 161 4.2.2. Mesure de la résistance de polarisation Rp et de la chute ohmique Ru ................. 162

4.2.2.1. Principe de mesure de la résistance de polarisation et de la chute ohmique . 162

4.2.2.2. Résultats ......................................................................................................... 164 4.3. Examen visuel de l’état de corrosion .......................................................................... 165 4.4. Contrôles par émission acoustique .............................................................................. 167

4.4.1. Traitement des données ......................................................................................... 167 4.4.2. Corrélation EA/ Icorr ............................................................................................ 171

4.5. Conclusion .................................................................................................................. 174

CONCLUSION GÉNÉRALE ............................................................... 175

RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES .............................................. 179

Table des figures ................................................................................... 189

Table des tableaux ................................................................................. 193

Introduction générale

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INTRODUCTION

GENERALE


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La grande majorité des ouvrages d’art et des bâtiments sont construits en acier et en

béton armé. Une des principales causes de la pathologie du béton est la corrosion des

armatures, liée en partie aux problèmes environnementaux. Cela représente 55% des

dégradations observées par la British Cement Association. On comprend l’intérêt d’étudier ce

type de pathologie et d’évaluer l’état des armatures par une technique non destructive de

façon précoce afin de suivre son évolution et d’y remédier au plus tôt.

Les deux mécanismes les plus courants contribuant au développement de la corrosion

sont la pénétration des chlorures et la carbonatation du béton. Ceux-ci génèrent deux types de

corrosion respectivement par piqûres et généralisée.

Tous les dispositifs déjà mis en œuvre pour déterminer l’état de corrosion des armatures sont

limités d’une part par l’accès au cœur du matériau, d’autre part par la technicité employée. On

peut actuellement connaître à chaque instant l’état de corrosion dans lequel se trouve une

armature (passivité, immunité ou corrosion probable) dans une structure en béton. Cela se fait

depuis plusieurs années par la mesure du potentiel de corrosion et l’évaluation de la vitesse de

corrosion. Mais la mesure du potentiel de corrosion qui est une technique éprouvée faisant

l’objet de recommandations [RILEM, 2004] demeure une méthode intrusive qui nécessite

l’accès à l’armature.

De nouvelles techniques acoustiques sont mises au point pour évaluer des défauts dans le

béton, mesurer des épaisseurs sans avoir accès à l’armature. La technique d’émission

acoustique qui consiste à détecter un événement acoustique, généré par une libération brutale

d’énergie mécanique comme des contraintes locales dans le béton, doit permettre

l’auscultation des armatures dans le béton et de vérifier l’état de l’évolution de l’ouvrage sans

l’endommager. Une des orientations actuelles de l'utilisation de l'émission acoustique en

génie civil consiste à corréler des événements acoustiques avec l'activité de corrosion des

armatures. Cependant, l’émission acoustique ne détecte que de la corrosion active. L’EA ne

peut pas indiquer l’état dans lequel se trouve l’armature mais seulement une évolution de

corrosion à partir d’un instant donné. Les différentes études actuelles font état soit d’études

sur des câbles de précontrainte soit sur des éprouvettes de béton armé en laboratoire. De

nombreux essais en laboratoire présentés dans la littérature [Austin, 2004], [Idrissi, 2005], [El

Maaddawy, 2003], [Alonso, 2002] ont été effectués sur des éprouvettes de manière à obtenir

une corrosion accélérée. Plusieurs méthodes sont utilisées d’une part pour initier la corrosion

et d’autre part pour la propager. L’initiation de la corrosion des armatures se fait par l’attaque

d’agents agressifs ou par carbonatation du béton. La propagation se fait soit par l’application


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d’un champ électrique, soit en utilisant des cycles environnementaux différents.

Malheureusement la plupart de ces essais utilisent des courants imposés beaucoup plus élevés

que les valeurs usuelles mesurées sur ouvrages.

Le but de cette étude est tout d’abord de déterminer un essai de corrosion accélérée se

rapprochant le plus possible de la corrosion rencontrée dans les structures en béton armé.

Puis, une fois l’essai de corrosion validé par des techniques électrochimiques éprouvées, il

s’agit de vérifier la sensibilité de l’EA à détecter une corrosion à de faibles densités de

courant.

Le premier chapitre va faire un état des connaissances sur les différents aspects de la

corrosion dans le béton, en rappelant les principes fondamentaux et les techniques classiques

d’identification et de suivi de la corrosion. On s’intéressera, d’une part aux différents essais

de corrosion accélérée mis au point jusqu’à présent et d’autre part, à la technique d’émission

acoustique qui se développe dans le domaine de la corrosion et plus particulièrement à ses

applications actuelles dans le Génie Civil.

Pour identifier les salves et les qualifier, il a été nécessaire de confronter les résultats obtenus

par émission acoustique avec des mesures électriques et électrochimiques. Les résultats sont

présentés dans le deuxième chapitre pour l’ensemble des corps d’épreuve testés. Ce chapitre

comprend également l’étude de différents essais de corrosion accélérée et la démarche qui

nous a conduit à valider un essai dont le courant de corrosion se rapproche des valeurs

usuelles. Différentes conditions d’initiation et de propagation de la corrosion ont été testées de

manière à obtenir les deux types de corrosion rencontrées dans le béton armé : la corrosion

par piqûre et la corrosion généralisée.

Cet essai est développé dans le troisième chapitre dont l’objet est d’une part d’identifier les

salves relatives aux deux types de corrosion en mettant au point une méthode de classification

et d’autre part de corréler les résultats acquis par émission acoustique avec les densités de

courant de corrosion.


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Chapitre I : Etude bibliographique

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CHAPITRE I: ÉTUDE

BIBLIOGRAPHIQUE


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1. Les besoins en évaluation non destructive des ouvrages

1.1. La problématique

Aujourd’hui, le parc structurel en acier et en béton armé représente la grande majorité des

ouvrages d’art et des bâtiments. La corrosion des aciers dans le béton est une des premières

conséquences liées aux problèmes environnementaux à l’origine de la pathologie du béton.

De plus en plus, les maîtres d’ouvrage doivent répondre à une demande de la part des

utilisateurs en matière de sécurité. La préoccupation des maîtres d’ouvrage est donc la

connaissance de l’état des ouvrages de leur parc ainsi que de leur suivi afin de permettre leur

maintenance et leur pérennité dans le temps. Le but est non seulement d’évaluer d’un point de

vue non destructif les ouvrages mais également de prévoir les évolutions afin, soit de

permettre une amélioration, soit d’en valider l’état pour plus de sérénité. Tous les dispositifs

déjà mis en œuvre sont limités d’une part par l’accès au cœur du matériau, d’autre part par la

technicité employée. Les dispositifs à mettre en place dépendent non seulement du matériau à

étudier mais également de la pathologie de celui-ci.

C’est pourquoi l’étude des différentes pathologies du béton et de l’acier va permettre de

déterminer les dommages causés, de les qualifier et de les quantifier afin d’obtenir un

diagnostic propre à chaque pathologie.

1.2. Les pathologies du béton

Les ouvrages en béton armé constituent le matériau composite le plus couramment employé.

La dégradation du béton se fait à partir de différentes attaques chimiques résultant de diverses

réactions.

Seuls deux mécanismes contribuent au développement de la corrosion des aciers dans le

béton : la carbonatation et la pénétration des ions chlorure. Les attaques peuvent être

également d’origine physique comme les cycles de gel-dégel, provoquant des fissurations à

l’origine de la pénétration d’agents agressifs.


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1.2.1. Réaction Alcali-granulat

L’attaque chimique par alcali-réaction est favorisée par un milieu humide et une teneur en

alcalins élevée du béton. Certains granulats peuvent contenir des formes de silices réactives.

Ceux-ci réagissent avec la phase liquide interstitielle du béton contenant des alcalins comme

le potassium et le sodium. Cette réaction s’accompagne de la formation de gel expansif,

susceptible de créer des fissures.

La fissuration apparaît sous forme de réseau de type faïençage (maille étroite avec des

fissures de faible profondeur, quelques centimètres) comme sur la photo figure I-1.

Figure I- 1 : Mur faïencé sous l’effet d’une réaction alcali-granulat

1.2.2. Lixiviation

La plupart des ouvrages peuvent être affectés par des eaux de ruissellement sous l’effet de la

pluie, de l’eau de mer, des eaux souterraines et de la neige. Le béton comprend outre les

granulats, la pâte de ciment qui est fortement basique avec un pH autour de 12,5 de par sa

solution interstitielle. La pâte de ciment est composée de 15 à 20% de portlandite, de silicates

de calcium hydratés, d’aluminates et de sulfoaluminates de calcium hydratés.

Les eaux de ruissellement sont en général moins basiques ce qui entraîne un déséquilibre

entre le milieu extérieur et le béton. Cela produit des sels insolubles ou solubles (ce qui est

plus préjudiciable) puisque la dissolution est associée à un lessivage de la chaux très soluble

dans l’eau. Ce phénomène, appelé lixiviation, s’accroît si le béton contient beaucoup de chaux

comme le ciment Portland pur. Il entraîne des dégradations et une fragilisation du matériau en

augmentant la porosité interne et en diminuant les propriétés mécaniques du béton. Cela se

manifeste par l’apparition d’efflorescences en surface du béton [Calibe, 2002].

Une enquête publiée par l’OCDE classe ce type de dégradation en deuxième position derrière

la corrosion [OCDE, 1989].


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1.2.3. Attaque par les sulfates

Les bétons qui sont au contact des eaux souterraines ou soumis à certaines pluies acides,

sont susceptibles de subir des réactions chimiques avec les ions sulfates. Cela conduit à des

phénomènes locaux de cristallisation sous forme d’aiguilles. Les cristaux formés constituent

de l’ettringite dite secondaire très expansive qui engendre des contraintes internes capables de

dégrader le béton et par conséquent l’ouvrage.

La conséquence est le gonflement interne du béton avec une manifestation de fissures en

réseau suivant un maillage large de quelques dixièmes de millimètres à quelques millimètres

[Divet, 2003].

1.3. La corrosion des armatures

La corrosion des armatures est la dégradation la plus courante des ouvrages du génie civil.

Cela représente 55% des dégradations observées lors de l’enquête réalisée par la British

Cement Association [BCA, 1997]. En 1994, l’IREX a mené une enquête sur des ouvrages

très divers. Il en résulte que ce sont les armatures de peau et les armatures les plus sollicitées

qui sont les plus corrodées [Taché, 1994]. Dans le cas des armatures de peau, la corrosion est

reliée à l’épaisseur du béton d’enrobage et à sa porosité. Dans le cas des armatures principales

les plus sollicitées, c’est la fissuration du béton qui en est à l’origine. La corrosion ne peut

s’initier que lorsque l’environnement est propice à son développement. Par sa forte basicité le

béton est un excellent passivant pour les armatures en acier mais si la carbonatation ou les

chlorures parviennent à migrer jusqu’aux armatures, le pH peut s’abaisser suffisamment pour

que la corrosion s’initie. Les détails relatifs au développement des conditions propices à

l’amorçage et à la propagation de la corrosion seront présentés au paragraphe 2.2.

Lors du coulage du béton, l’acier corrodé superficiellement après stockage à l’air libre se

trouve plongé dans un milieu très basique (pH=12,7), la solution interstitielle du béton.

Cela forme autour de l’armature une fine couche d’oxydes en surface appelée couche de

passivation [Duval, 1992] qui la protège naturellement de la corrosion.

Pour que la corrosion ait lieu, la présence simultanée d’eau et d’oxygène est une condition

nécessaire.

Les armatures du béton peuvent subir deux types de corrosion : corrosion par carbonatation et

par pénétration des chlorures.


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1.4. Nécessité de la reconnaissance des pathologies

La reconnaissance, l’identification et la quantification des pathologies sont nécessaires pour

l’évaluation de l’état des ouvrages. Pour cela on peut avoir recours à divers types

d’investigations. Les plus basiques mais qui demeurent incontournables sont basées sur des

surveillances régulières par des relevés visuels. Sur la base de ces relevés on peut alors avoir

recours à des investigations supplémentaires plus ou moins approfondies par le biais de

moyens semi-destructifs, non destructifs voire sur des prélèvements. Notre objectif ici est de

mettre en avant l’intérêt des essais non destructifs.

L’évaluation de l’état des ouvrages doit être faite en regard des fonctions qui leur sont

attribuées. Pour que l’ouvrage soit capable d’assurer ces fonctions, il est nécessaire qu’il

satisfasse certaines exigences en termes de performances mécaniques, d’étanchéité, de défauts

pouvant altérer son esthétique ou de façon plus large de durée de vie.

Dans le processus d’évaluation non destructive d’un ouvrage, plusieurs familles de techniques

peuvent être envisagées. Dans une de ces familles, sont répertoriées toutes les techniques

dédiées au suivi dans le temps de l’ouvrage appelé monitoring. On peut citer par exemple le

suivi des déplacements, des mouvements d’appui, des déflexions,… Mais on peut également

trouver des méthodes moins directes dans le sens où les informations qu’elles fournissent ne

sont pas directement traduisibles en termes d’éléments de diagnostic sans un traitement

préalable, telles que le suivi par analyse vibratoire ou par émission acoustique.

Le monitoring permet d’ausculter, de diagnostiquer à temps les problèmes éventuels, voire

prévoir et prévenir les risques pour anticiper les problèmes et y répondre à temps. Il faut

anticiper et détecter les défauts de structure ou problèmes à temps, contrôler et suivre le

vieillissement des matériaux afin d’augmenter la durée de vie des structures et matériaux

[AFGC, 2005].

Le contrôle est nécessaire pour évaluer l’état des structures. Il doit s’inscrire dans une

démarche qualité supposant ainsi l’existence d’un système qualité. Ce système doit être

normalisé et récurrent. Le contrôle trouve son origine dans le rôle, il s’agit de vérifier si c’est

conforme à la norme. L’évaluation trouve son origine dans la valeur, il s’agit de déterminer ce

que ça vaut, la qualité de ce que l’on est en train de regarder par rapport à l’état de départ

[Bollon, 1996]. On vise à qualifier et à quantifier les matériaux, à suivre leur évolution dans le

temps.


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Auscultation :

Une méthode de suivi des ouvrages et de contrôle est l’auscultation. Elle vise à mieux

connaître l’état de l’ouvrage de manière à vérifier l’évolution de la pathologie et à déterminer

les prédictions.

L’auscultation a souvent fait appel à des techniques comme des prélèvements (essais

mécaniques, essais physiques, analyses chimiques et minéralogiques, analyses optiques

(pétrographie, métallographie)) ou des mesures sur ouvrage après une observation visuelle

[Godart, 2005]. L’auscultation des fondations peut se faire par carottage et permet de se

rendre compte de l’état de celle-ci. Un grand nombre d’instruments d’auscultation permet

d’aboutir à un diagnostic fiable et sûr comme la mesure de potentiel de corrosion nécessité

l’accès aux armatures. Cependant ces mesures sont destructives.

Il est nécessaire de mettre en place des méthodes non destructives afin d’évaluer. Des

méthodes non destructives permettent l’auscultation du béton armé, des armatures dans le

béton , du béton et de la structure et de vérifier l’état de l’évolution de l’ouvrage sans

l’endommager comme [Godart, 2005]:

• Les méthodes par propagation d’ondes mécaniques

• Les méthodes électromagnétiques

• Les méthodes thermiques

• Les méthodes électriques et électrochimiques

• Les méthodes radiographiques

• Les méthodes optiques

• l’auscultation des fondations profondes par carottages soniques.

Evaluation :

On peut ainsi connaître à chaque instant l’état de corrosion dans lequel se trouve une armature

dans une structure en béton, par exemple. Cela se fait depuis plusieurs années par la mesure

du potentiel de corrosion, l’évaluation de la vitesse de corrosion.

L’évaluation se fait par différentes mesures qui visent à déterminer l’état dans lequel se

trouvent l’armature (passivité, immunité ou corrosion probable) et le béton :

• mesure de la vitesse de propagation des ultrasons dans les matériaux (béton, pierre,

bois, …)

• mesure de la capacité portante des fondations profondes

• mesure profondeur d’enrobage

• mesure de teneur en chlorures


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• mesure de résistance en compression

• mesure de vitesse de corrosion

Diagnostic :

Cela permet de détecter les pathologies pour y remédier au plus tôt afin de faire un état des

lieux et de suivre l’évolution. Cela vise également à prédire la durée de vie d’un ouvrage : à

partir du diagnostic (état de santé actuel), de sa cinétique de vieillissement dépendant des

caractéristiques intrinsèques du matériau et des agressions possibles résultant des conditions

environnementales.

Dans le cas des altérations du béton armé par corrosion, suivant le type d’environnement, il

est nécessaire d’évaluer les indicateurs de durabilité usuels que sont la profondeur

carbonatée, la teneur en ions chlorures, la porosité du béton, les coefficients de diffusion mais

également la profondeur d’enrobage qui constituent les données d’entrée des modèles de

prédiction de la durée de vie de l’ouvrage. L’identification des indicateurs de propriétés et de

durabilité à évaluer constitue un préambule essentiel à toute opération d’auscultation. Afin de

s’inscrire dans une démarche de durabilité, un des indicateurs est de prévoir l’amorçage de la

corrosion, c’est-à-dire de déterminer son temps d’initiation.

Dans le cas du béton carbonaté, le suivi du front de carbonatation peut être contrôlé en

comparant la position des armatures avec la profondeur du béton carbonaté, soit par une

méthode destructive en vérifiant avec de la phénolphtaléine, soit par une méthode non

destructive en calculant le temps d’initiation de la corrosion et en utilisant la loi de

propagation suivante :

D

dt i

2

316,0= (1)

où ti représente le temps d’initiation, D le coefficient de diffusion des ions chlorure et d

l’épaisseur du béton d’enrobage [Gulikers, 2000].

D’autres moyens d’investigation sont utilisés pour prévoir l’évolution de la corrosion comme

le suivi de la vitesse de corrosion ou du potentiel d’électrode (voir paragraphe 2.3).


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2. La corrosion : phénomène et caractérisation

2.1. La corrosion de l’acier : Grands principes électrochimiques

Ce chapitre décrit les principes de base de la corrosion qui sont normalement valables pour

tous les métaux.

Une première partie explique la thermodynamique des réactions de corrosion. Mais l’aspect

thermodynamique seul ne permet pas d’interpréter les faits expérimentaux. Il y a d’autres

phénomènes qui interviennent comme la cinétique électrochimique qui est l’étude de la

vitesse des réactions électrochimiques. Une réaction électrochimique est une réaction

d’oxydo-réduction qui a lieu à l’interface entre l’électrode et l’électrolyte. Deux processus

complémentaires interviennent comme le transfert de charge entre l’électrode et l’électrolyte

et le transfert de matière des espèces redox de l’électrolyte à la surface de l’électrode. Ce

transport de matière peut avoir lieu par diffusion, convection et migration. La deuxième partie

explique la cinétique des réactions de corrosion qui détermine le taux de corrosion.

2.1.1. Processus de corrosion.

Il convient de préciser que la corrosion d’un métal a comme moteur différents processus de

corrosion tels que :

- corrosion électrochimique : corrosion aqueuse

- corrosion chimique

- corrosion biochimique

- corrosion par érosion

- corrosion en milieu gazeux : corrosion sèche

Nous nous intéresserons essentiellement dans ce chapitre à la corrosion aqueuse (corrosion

électrochimique) car c’est l’un des phénomènes les plus importants qui correspond en outre

au processus de corrosion de l’acier dans le béton. Son existence est conditionnée par la

présence simultanée en surface du métal de zones cathodiques et anodiques. Ces zones

peuvent subir des réactions d’oxydation et de réduction lorsqu’elles sont en contact avec une

solution électrolytique conductrice d’ions. Cette forme de corrosion est due à la formation de

micro-piles à l'intérieur du métal lui-même. Nous envisagerons ensuite au chapitre 2.2.4 les

facteurs favorisant cette corrosion.


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Il existe deux types de réaction électrochimique (réaction d’oxydo-réduction):

- réaction chimique directe : métal plongé dans une solution.

- pile électrochimique : apparition d’un courant entre deux électrodes lorsqu’on les

réunit.

Afin de refléter avec précision la corrosion qui se produit au sein de la structure, les actions

dues aux micro-piles doivent être ajoutées à celles dues à la macro-pile [Andrade, 1991].

De nombreuses recherches ont été effectuées et toutes s’accordent à penser que le courant de

corrosion icorr représente l’activité combinée d’une part par la micro-pile et d’autre part par la

macro-pile. Nous allons expliquer ces deux mécanismes de corrosion, la corrosion par macro-

pile et par micro-piles [Elsener, 2002], [Smolinski, 2007], [Andrade, 1996].

2.1.1.1. Corrosion par micro-piles

La corrosion par micro-piles est observée lorsque les réactions anodiques et cathodiques ont

lieu non loin d’une autre réaction. Elle se produit à des endroits isolés le long de la barre

comme des piqûres de corrosion. Les réactions anodiques et cathodiques étant proches les

unes des autres sur une petite surface, la dissolution de l’acier se fait sur une zone assez large

qui donne l’impression d’avoir une corrosion généralisée. Cette dernière résulte en général de

la carbonatation du béton ou d’une très forte attaque par les chlorures concentrés en une zone

[Elsener, 2002] et [Raupach, 1996].

2.1.1.2. Corrosion par macro-pile

Les macro-piles se développent quant à elles lorsqu’il y a de grandes zones anodiques qui

sont en contact électrique avec des zones cathodiques [Andrade, 1991] et [Keddam, 1994]. Le

béton agit comme un électrolyte afin de compléter la pile galvanique.

La corrosion par macro-pile a une influence sur la corrosion par micro-pile, elle peut en

augmenter les effets.


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2.1.2. Notion de thermodynamique électrochimique

2.1.2.1. Corrosion électrochimique du fer

L’état métallique n’est pas thermodynamiquement stable, dans des conditions naturelles

d’utilisation, contrairement aux oxydes de fer Fe2O3 qui sont thermodynamiquement plus

stables que le métal Fe. Le risque de corrosion est donc « naturel ». Le processus de corrosion

aqueuse est un processus électrochimique car il se traduit par une réaction à laquelle des

espèces chimiques et des charges électriques prennent part. Il est à la fois réaction chimique et

transfert d’électrons (figure I-2). La corrosion électrochimique résulte de l’établissement de

courants locaux dus à l’existence de piles locales, la réduction cathodique et l’oxydation

anodique étant localisées en deux zones distinctes. Il se crée ainsi une différence de potentiel

entre ces deux zones.

La corrosion correspond à la formation, à partir de l’état métallique, d’ions passant en

solution donc à une oxydation. Le plus souvent, un ion en solution est identique à celui

existant dans la phase métallique:

(Fe2+)métal → (Fe2+)solution (2) A température ambiante, la corrosion des matériaux métalliques est exclusivement due à

l’eau, même si d’autres facteurs peuvent intervenir.

La réaction anodique correspond à la dissolution du fer.

Fe Fe 2+ + 2e- (3)

La réaction (4) est nécessairement couplée avec une réaction de réduction dite réaction

cathodique, éliminant les électrons produits:

(Ox+q)solution + (e-)métal → (Red+(q-1))solution (4)

Les oxydants les plus communs sont :

- la molécule d’eau selon la réaction H2O + e- → ½ H2 + OH- (5)

- les ions H+ par H+ + e- → ½ H2 (6)

- l’oxygène dissous par O2 + 4H+ + 4e-→ 2H2O (7)

ou par O2 + 2H2O+ 4e- → 4OH- (8)

- la valence supérieure d’un ion à valences multiples, par exemple

Fe3+ + e- → Fe2+ (9)


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Figure I- 2 : Processus de la corrosion de l’acier dans le béton [Moriande, 2005]

Le processus électrochimique peut s’écrire sous la forme suivante :

−+ +→++ OHFeOHOFe 22

1 222 (10)

Les produits de réactions anodiques et cathodiques peuvent parfois réagir :

22 )(2 OHFeOHFe →+ −+

(11)

On obtient ainsi un hydroxyde qui recouvre la surface métallique et la protège (réaction de

passivation). D’autres anions que OH- comme Cl-, SO42- peuvent réagir et participer à la

formation de la couche qui recouvre le métal.

Les réactions (11) et (7) que l’on rencontre dans le béton armé réagissent selon les équations

suivantes :

OHOFeOOHFe 23222 22

1)(2 +→+ (12)

donnant un composé rouille rouge-brun, l’hématite.

OHOFeOOHFe 24322 32

1)(3 +→+ (13)

donnant un composé noir, la magnétite.

Si le taux d’oxygène est élevé et le pH>6, alors Fe(OH)2 précipite et est rapidement oxydé et

hydrolysé en Fe(OH)3. A long terme, Fe(OH)3 peut se transformer en goethite par perte d’eau.

OHOHFeOOHFe 23 )()( +→ (14)

Les réactions (3) et (5) sont caractéristiques du couple Métal / Solution.

A l’échelle macroscopique, elles ont lieu simultanément et au même endroit.

Un métal est formé d’un réseau d’ions positifs et d’un nuage d’électrons pouvant se déplacer

par rapport à ces ions. Lorsque le conducteur électronique (Fe) est en contact avec un

conducteur ionique par exemple électrolyte (H2O), il constitue une électrode. Les ions


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superficiels Fe2+ tendent à passer dans l’eau en abandonnant dans le métal Fe deux charges

négatives. Les charges négatives ainsi crées à la surface du métal Fe maintiennent les ions à

courte distance et il se forme ainsi une couche d’ions positifs parallèle à la surface du

métal. L’interface entre les deux phases représente pour chacune une très forte perturbation

dans la distribution locale de leurs charges électriques, dont la densité moyenne locale est

normalement nulle.

Il s’établit ainsi de part et d’autre de l’interface des charges d’espace non nulles, électronique

du côté du métal et ionique du côté de la solution. En première approximation, la répartition

de ces densités de charge électriques de signe opposé peut être considérée comme située dans

deux plans parallèles correspondant à un condensateur électrique (double couche d’Helmotz)

[Briant, 1989].

Il existe ainsi entre les deux « plaques » de ce condensateur une différence de potentiel

appelée « potentiel d’électrode » ou « potentiel électrochimique » ou « potentiel du métal »

(sous entendu par rapport à la solution) et dans tout l’espace concerné un très fort champ

électrique local.

Ce champ électrique et le potentiel d’électrode associé influent naturellement sur les transferts

de charge électriques entre les deux phases métal et solution, c’est à dire sur les deux

réactions (3) et (5). En sens inverse, ces transferts modifient les charges d’espace et donc la

différence de potentiel du condensateur.

Même si les deux réactions (3) et (5) sont indépendantes, elles engendrent et subissent toutes

les deux le même type d’interaction avec les grandeurs électriques potentiel et courant. Elles

sont donc mutuellement couplées par leurs effets électriques.

De même pour la relation entre potentiel et courant (interaction en boucle) : le potentiel U

influence le courant i, comme d’habitude en électricité, et le transfert de charges par le

courant qui circule, influence en retour la distribution de ces charges, et donc le potentiel.

2.1.2.2. Loi de Nernst

Les métaux se trouvent en principe à l’état d’oxydes, de sulfates et de carbonates. Une fois

réduits à leur état métallique tel le fer, ils ont tendance à revenir à leur état initial, c’est-à-dire

à la forme oxydée qui est thermodynamiquement stable. C’est ce phénomène chimique qui est

appelé corrosion.


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Il se crée vite un équilibre dynamique qui correspond à la dissolution du métal (oxydation) :

Oxydation −+↔ enOxd .Re

Réduction

Cet équilibre correspond à un potentiel E représentant la différence de potentiel entre le métal

Ox et l’électrolyte contenant les ions (figure I-3).

Ce potentiel est régi par la loi de Nernst :

+=

d

ox

C

C

nF

RTEE

Re

0 ln (15)

E0 : potentiel standard de l’électrode de travail, le métal.

n : nombre d’électrons.

R : constante des gaz parfaits ( 8,314 J.mol-1.K-1).

F : nombre de Faraday ( 96500 C/mol ).

T : température absolue.

COx et CRed : concentration des espèces Ox et Red en solution.

Figure I- 3 : Réaction d’oxydo-réduction et transport du courant (réaction électrochimique)

[Torbiero, 2006]

Le potentiel standard de l’électrode E0 est mesuré par rapport à une électrode de référence dite

électrode standard à l’hydrogène ou au calomel.

Le potentiel d’équilibre n’est mesurable que lorsqu’il n’y a pas de courant.

2.1.2.3. Diagramme de Pourbaix

Lorsqu’on plonge un métal, ici, une barre de fer, dans une solution contenant les ions

métalliques, il existe une différence de potentiel entre le métal et la solution qui est appelée

potentiel d’électrode. Chaque couple oxydo-réducteur (Fe/Fe2+; H2O/H+) a un potentiel

d’électrode par rapport à une électrode de référence. Lorsque ces deux couples sont mis en


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jeu, au bout d’un temps suffisamment important pour qu’un régime stationnaire soit établi, il

se crée une différence de potentiel entre l’électrode métallique et la solution appelé potentiel

de corrosion.

Le métal a un potentiel qui dépend fortement de son environnement. Certains potentiels

d’électrode sont influencés par le pH du milieu environnant. C’est le cas de l’armature dans le

béton. Le pH de la solution électrolytique a une forte influence sur le potentiel de l’armature.

Le pH de la solution interstitielle du béton fortement basique joue le rôle de protecteur de

l’armature. Si l’on fait varier le pH de la solution interstitielle, le potentiel du système

acier/béton va varier et modifier l’état de l’armature. On trace ainsi le diagramme de Pourbaix

E = f (pH) à partir des équations d’équilibre donnant le potentiel d’équilibre d’une réaction

d’oxydoréduction, issues de l’équation de Nernst (15) [Duval, 1992]. De nombreuses

réactions d’électrode dont celles conduisant à la formation d’oxydes en milieu aqueux font

intervenir les ions H+. Le potentiel E dépend donc du pH de la solution. Les diagrammes de

Pourbaix (potentiel-pH) permettent de prévoir les réactions de corrosion métallique (figure I-

4). Mais en aucun cas, ces prévisions ne font intervenir de considérations cinétiques.

Figure I- 4 : Diagramme de Pourbaix (Potentiel-pH) relatif au fer en milieu aqueux (Fe-H2O) [Pourbaix, 1975]

Dans ce diagramme, les zones délimitées par des traits indiquent les couples de valeurs (E,

pH) pour lesquelles une espèce est stable.

Il met en évidence plusieurs domaines :

- des zones de corrosion (zone a), on est dans une zone de stabilité d’espèces solubles du fer

(Fe2+).

c


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- des zones de passivité (zone b), on est dans une zone de stabilité d’un de ses oxydes (Fe2O3).

- des zones d’immunité (zone c), le métal ne réagit pas, on est dans une zone de stabilité du

fer (Fe).

Les différentes frontières représentées correspondent respectivement aux équilibres suivants

[Pourbaix, 1975] :

1 2 Fe3+ + 3 H2O ↔ Fe2O3 + 6 H+ pH = 1,76

2 2 Fe2+ + 3 H2O ↔ Fe2O3 + 6 H+ + 2 e- E(V)= 1,082 – 0,1773 pH

3 3 Fe2+ + 4 H2O ↔ Fe3O4 + 8 H+ + 2 e- E(V)= 1,512 – 0,2364 pH

4 2Fe3O4 + H2O ↔ 3 Fe2O3 + 2 H+ + 2 e- E(V)= 0,221 – 0,059 pH

5 3Fe + 4 H2O ↔ Fe3O4 + 8 H+ + 8 e- E(V)= 0,085 – 0,059 pH

6 Fe ↔ Fe2+ + 2 e- E(V)= -0,617

7 Fe2+ ↔ Fe3+ + e- E0(V)= -0,771

2.1.3. Approche cinétique

La thermodynamique n’explique pas à elle seule le processus de corrosion électrochimique.

C’est une réaction d’oxydo-réduction avec deux processus cinétiques complémentaires

comme le transfert de charge et le transfert de matière.

Une réaction électrochimique est presque toujours constituée d’une succession d’étapes

élémentaires qui sont associées pour former une réaction en chaîne.

Chaque étape élémentaire a sa vitesse propre. La régulation de la réaction en chaîne est

assurée par l’étape élémentaire qui a la vitesse la plus faible (étape lente limitante). Les étapes

plus rapides ont lieu à une vitesse inférieure à leur vitesse maximale propre.

2.1.3.1. Equation de Butler-Volmer : loi fondamentale de la cinétique électrochimique

La loi de Nernst nous a permis de relier l’évolution du système à la différence de potentiel

entre les deux couples et de définir le potentiel d’équilibre de l’électrode.

Lorsqu’un courant circule dans la cellule galvanique, le système est nécessairement hors

équilibre.

La vitesse des réactions électrochimiques est reliée au courant i et une réaction ne peut se


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produire que dans un domaine de potentiel. On peut donc relier le courant (paramètre

cinétique) et le potentiel (paramètre thermodynamique).

D’un point de vue cinétique, la vitesse d’une réaction électrochimique correspond au transfert

d’un certain nombre d’électrons à l’interface matériau métallique/ solution [Jaubert, 2004].

On peut donc l’évaluer à partir de la densité de courant et des cinétiques de chacune des

réactions anodiques et cathodiques. La vitesse globale dépend de la cinétique de l’étape la

plus lente qui contrôle l’ensemble du processus.

La vitesse d’une réaction dépend du transfert de charge, du transfert de matière (diffusion) et

du transport de matière (convection).

En supposant qu’il n’y a pas d’agitation de l’électrode (pas de convection), la vitesse de la

réaction électrochimique du système métal/électrolyte dépendra de la cinétique du transfert

d’électrons et de la cinétique du transfert de masse qui contrôle les concentrations

interfaciales.

Soit la réaction : Red Ox + nF.e- (16)

A l’équilibre, la vitesse globale est nulle : vox=vred=v0. nFA

iv =0 (17)

Le courant électrique i traversant l’interface électrochimique dépend de la vitesse du

processus et s’exprime ainsi [Torbiero, 2006]: OxddOx CkCkAFn

i..

..ReRe −= (18)

avec ( ) ( )

−−×=RT

EEnFkkox

01exp

α (19)

et ( )

−−×=RT

EEnFkkred

0

expα

(20)

A : aire de l’électrode en cm2.

kOx et kRed : constantes de vitesse du processus d’oxydation et de réduction.

COx et CRed : concentrations de Ox et de Red à la surface de l’électrode.

La notion de potentiel d’électrode est liée à la notion d’équilibre. Les conditions hors

d’équilibre se caractérisent par la production constante d’entropie interne (2ème principe de la

thermodynamique) ∆G.

Hors équilibre, il existe une différence entre le potentiel E (lorsqu’un courant circule) et le

potentiel de repos E0 appelée surtension η.

Il a été démontré que η est directement reliée à ∆G = E -E0 [Henn, 2006].


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En posant les hypothèses d’une cinétique de 1er ordre, on a :

Fn

iv d

d .Re

Re = (21)

et Fn

iv Ox

Ox .= (22).

Et en reliant à l’équation de Nernst (15) et aux conditions aux limites, on obtient l’équation de

Butler-Volmer simplifiée :

( )

−−

−=RT

nF

RT

nFii

ηαηαexp

1exp0 (23)

Elle démontre le lien existant entre le courant de la cellule et le potentiel du système.

2.1.3.2. Droites de Tafel : notion de cinétique électrochimique

Lorsque la différence entre le potentiel E et E0 appelée surtension η est suffisamment élevée,

la réaction anodique ou la réaction cathodique devient négligeable devant l’autre.

Pour une surtension anodique ηa, on a :

)exp(0aa RT

nFiii ηα== (24)

Pour une surtension catodique ηc, on a :

))1(exp(0cc RT

nFiii ηα−−== (25)

Dans ces relations, on peut définir les coefficients de Tafel anodique et cathodique par :

nF

RTa α

β = nF

RTc )1( α

β−

= (26) (27)

On a dans ce cas : )/( 0iiLn aaa βη = )/( 0iiLn ccc βη −= (28) (29)

Pour la branche anodique : )(log)3,2/()(log 0

1010 ii aaa += βη (30)

Pour la branche cathodique : )(log)3,2/()(log 01010 ii ccc +−= βη (31)

Ces relations sont les droites de Tafel anodique et cathodique qui décrivent les limites

anodique et cathodique de l’équation générale de Butler-Volmer (23).


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L’équation de Butler-Volmer (23) et l’équation de Tafel (24) permettent de tracer les droites

de Tafel ln(i)=f(E) (figure I-5) et d’en déduire le courant d’échange i0 et le potentiel Eeq.

L’intersection des droites anodique et cathodique, extrapolées au potentiel de corrosion,

donne la densité de courant d’échange ou courant de corrosion icorr (A.cm-2) à l’équilibre.

[Moriande, 2005]

Les domaines de potentiels pour lesquels la courbe rejoint les droites de Tafel sont les

domaines de Tafel anodique et cathodique (figure I-5).

Figure I- 5 : Graphe Droites de Tafel d’après [Moriande, 2005]

2.1.3.3. Loi de faraday : étude quantitative (cinétique de corrosion)

La corrosion d’un métal se traduit par une perte de masse. Pour déterminer la durée de vie

d’une structure soumise à une attaque électrochimique, il est nécessaire d’évaluer en fonction

du temps la quantité de métal passé en solution.

La loi de Faraday permet la détermination de cette perte de masse m (g):

Fn

tiAm

corr

.

..= (32)

A : masse atomique du métal (g),

icorr : intensité du courant de corrosion (Ampère),

t : temps (s),

n : le nombre d’électrons de valence,

F : la constante de Faraday égale à 96500C/mole.

Cette relation montre que pour un métal donné, la perte de masse est proportionnelle au

courant de corrosion. Dans la pratique la résistance d’un métal en service dans un électrolyte,

se caractérise par la cinétique de corrosion exprimée en mm/an.

On classe les métaux en quatre catégories :

ic(H+) ln i

ln icorr

Droites de Tafel ia(Fe)

E (V) E corr


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Tableau I- 1 : Cinétique de corrosion

Vitesse de corrosion (µm/an) Résistance à la corrosion

< 0,05 Très résistant TB

< 0,5 Résistant B

0,5 à 1,0 Peu résistant AB

> 1 Non résistant M

2.2. La corrosion de l'acier dans le béton

2.2.1. Différents types de corrosion

Il existe plusieurs types de corrosion des armatures du béton dépendant de l’environnement et

du milieu agressif.

La corrosion des aciers dans les ouvrages en béton armé est de deux types :

- Corrosion localisée par piqûres : attaque par les chlorures

- Corrosion généralisée par carbonatation du béton : elle se caractérise par l’existence

de plusieurs processus électrochimiques élémentaires.

La corrosion des armatures en anaérobie démontrée par Raharinaivo est nommée la « rouille

verte ».

2.2.2. Principales causes de corrosion

La corrosion de l'acier dans le béton ne peut se produire que lorsque certaines conditions

physico-chimiques sont réunies. L'existence de conditions particulières conduit au démarrage

d’un processus électrochimique qui tend à dissoudre localement le fer métallique afin de

former des produits plus stables (oxydes, oxyhydroxydes...).

2.2.2.1. Rôle du béton

Le béton protège l'acier de la corrosion du fait d’une part de la forte alcalinité (pH élevé de

l’ordre de 12,5 à 13) de sa solution interstitielle et d'autre part, de son rôle de barrière contre


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la pénétration d'agents agressifs. Pour comprendre l’influence du milieu sur la corrosion des

armatures, il est nécessaire de connaître la composition de la solution interstitielle au

voisinage de l’acier dont dépendent les processus électrochimiques dépendent. Le béton

enrobant l’acier est un matériau poreux constitué de trois phases : solide, liquide et gazeuse.

La phase solide est constituée de granulats et de la pâte de ciment. Les granulats inactifs en

général sur la corrosion des armatures peuvent, par leur présence, ralentir la pénétration

d’agents agressifs [Garboczi, 1998]. Toutefois la présence de liquides dans leurs pores peut

influer sur la cinétique de corrosion. La pâte de ciment poreuse, composée de silicates de

calcium hydraté C-S-H (50 à 70% du volume), de portlandite Ca(OH)2 et ettringite joue un

rôle important parce que la pénétration des agents agressifs se fait par les pores.

La phase liquide, d’après les travaux de Powers et al, se présente sous quatre formes : l’eau

liée chimiquement, l’eau adsorbée à la surface des C-S-H, l’eau interfeuillet et l’eau contenue

dans les pores capillaires [Powers, 1947]. La solution des pores est thermodynamiquement en

équilibre avec la phase solide et fortement chargée en ions. Lorsque des agents extérieurs

pénètrent, la solution change et a des effets sur la matrice cimentaire.

La phase gazeuse est contenue dans la porosité. C’est l’air contenu dans la porosité connectée

qui favorise la pénétration des agents agressifs vers les aciers. Cette pénétration s’accompagne

de l’acidité de la solution et de la dépassivation de l’acier.

2.2.2.2. Etat de l’acier dans le béton

L’acier est un alliage passivable c’est-à-dire capable de former une couche protectrice, dense,

étanche et isolante électriquement, qui s'oppose au passage de ses ions métalliques vers

l'électrolyte. Cette passivation est fonction du pouvoir oxydant de l'électrolyte et de la

morphologie de la couche formée.

Les propriétés oxydantes de la solution entraînent une réaction entre la barre de fer et la

solution électrolytique qui conduit à la croissance initiale d’adsorbats hydroxylés en surface

du métal. Ensuite, il se forme une couche oxydée continue non poreuse qui constitue une

phase homogène nouvelle. L’acier se trouve en principe à l’état d’oxydes, de sulfates et de

carbonates. L’acier est recouvert d’une couche passive, une couche d’oxydes, qui le protègent

des agressions extérieures. Dès lors que le milieu environnant change, la stabilité de

l’ensemble béton/acier est « modifiée ». La couche passive disparaît et la corrosion peut

s’amorcer.


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2.2.2.3. Dépassivation par carbonatation du béton

Le métal à l’état actif subit une attaque uniforme et régulière au pourtour de sa surface. C’est

le cas des armatures dans le béton carbonaté qui subissent une dissolution uniforme de la

surface métallique après dépassivation de l’armature. Cela résulte de la pénétration du gaz

carbonique jusqu’à l’armature. La combinaison de la portlandite contenue dans le ciment et de

l’acide carbonique de l’air forme du calcaire en libérant de l’eau, qui en abaissant le pH élevé

de la solution interstitielle (pH = 12,7), va détruire la couche passive environnant l’armature.

On dit que les aciers sont dépassivés.

Le CO2 pénètre sous forme gazeuse dans le béton d’enrobage et réagit avec les hydrates du

ciment, en particulier la portlandite Ca(OH)2, pour former en présence d’eau, de la calcite

CaCO3 suivant la réaction (34) :

( ) ( ) OHCaCOCOOHCa g 2322 +⇒+ (33)

Cette réaction entraîne la consommation de bases alcalines présentes dans la solution

interstitielle des bétons aboutissant à une diminution du pH qui passe d’une valeur de 13 à une

valeur inférieure à 9. Le taux de carbonatation dépend principalement de l'humidité relative,

de la concentration en CO2, des différentes pressions partielles de CO2 et de la température de

l'environnement où le béton est placé [Neville, 2001]. L’ordre de grandeur de la profondeur

de pénétration du CO2 est de 20 à 25mm en 50 ans pour un béton de porosité moyenne exposé

sous nos climats. Il a été démontré qu’à partir d’une distance de 25 à 30 mm à l’intérieur du

béton, il n’y a plus d’échange gazeux dû aux dépôts de calcaire de la pâte du ciment [Girard,

1998]. Le pH reste stable autour de 11 et la corrosion ne se manifeste pas. De même, les

bétons immergés ne carbonatent pas compte tenu de l’absence d’échanges gazeux [Valls,

2002].

La progression du CO2 dépend de la perméabilité de ce dernier. L’état hydrique du béton

influe sur sa perméabilité. Lors de la réalisation d’ouvrage en béton, un seuil de perméabilité

du béton est fixé de manière à limiter la pénétration d’agents agressifs comme le CO2. Ce

seuil dépend de l’exposition de l’ouvrage (état hydrique) [Balayssac, 1998].

On peut mesurer la profondeur de carbonatation, c’est-à-dire de pénétration du CO2, dans le

béton grâce à un essai destructif sur un prélèvement en pulvérisant un indicateur coloré, la

phénolphtaléine.


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On peut ainsi suivre l’évolution de la profondeur de carbonatation x(t) en fonction du temps

grâce à des lois empiriques de la forme (Loi de Fick):

tDktx **)( = (34)

avec D : coefficient de diffusion (diffusivité de la carbonatation).

Le CO2 présent dans l’atmosphère se diffuse dans les pores du béton et se dissout en acide au

contact de la solution interstitielle. Cette acidification conduit à la dissolution des hydrates et

notamment de la portlandite, abaissant ainsi le pH de la solution à une valeur inférieure à 9,

en réduisant la passivation des aciers et permettant l’amorçage de la corrosion des armatures.

La réaction bilan de carbonatation de la portlandite (33) indique que l’eau est libérée dans le

réseau poreux [Thiery et al, 2003].

Les produits de corrosion formés provoquent des décollements aux interfaces acier-béton.

Pour un matériau cimentaire à porosité constante, la carbonatation devrait engendrer une

expansion volumique du matériau carbonaté de 11% en raison du rapport des volumes

molaires de la portlandite et de la calcite [Huet, 2005]. Il a été démontré que le matériau se

resature en eau dans la zone réactionnelle en raison de la réduction de porosité couplée à la

quantité d’eau relarguée, ayant pour effet de ralentir la pénétration du dioxyde de carbone et

donc de ralentir l’avancement du front de carbonatation [Bary, 2004].

Il a été démontré que la période et les conditions initiales de cure ont une influence sur le

temps et la profondeur de carbonatation du béton [Cengiz, 2002]. La longueur initiale de cure

humide augmente le degré d'hydratation du ciment et réduit la porosité et la perméabilité du

béton [Neville, 2001], en limitant la diffusion de CO2 dans l'échantillon. Il est nécessaire pour

augmenter la résistance d’un béton d’augmenter le degré d’hydratation du ciment. Mais ce

n’est pas le but de cet essai. Mais une période minimale de cure est tout de même nécessaire à

l’hydratation des grains de ciment. Plus le temps initial de cure humide est long, plus le temps

de carbonatation est long pour atteindre la même profondeur de béton carbonaté.

2.2.2.4. Dépassivation par l’attaque des chlorures

Elle se traduit sous forme de piqûre plus ou moins circulaire après rupture localisée du film

passif. Seule une faible surface externe est affectée, on dit qu’elle est localisée. L'attaque se

prolongeant en profondeur dans l’acier, la perte de section rapide entraîne une chute de la


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capacité portante de la structure. Les ions chlorure, véhiculés par l’eau, pénètrent dans la

solution interstitielle du béton jusqu’à l’armature. Ils pénètrent dans le béton par diffusion à

travers la porosité ou le long d’une fissure. Les ions chlorure associés aux hydroxyles présents

dans la solution provoquent la destruction de la couche de passivation de l’armature et

abaissent le pH de la solution. La corrosion peut alors commencer.

La seconde loi de Fick régit la diffusion des ions chlorure au travers de la solution

interstitielle contenue dans les pores du béton :

Forme de l’équation : )2

()(),( 00tD

xerfcccctxc

app

s −+= (35)

c(x,t) : concentration des ions chlore à la profondeur x et au temps t

c0 : concentration initiale en ions chlorure.

cs : concentration à la surface en ions chlorure.

Dapp : coefficient de diffusion apparent des ions chlorure.

dttxerfc

x)exp(

21)(

2∫ −

−=π

(36)

2.2.2.5. Amorçage et propagation de la corrosion

La corrosion des armatures dans le béton est décrite par le modèle phénoménologique de

Tuutti [Tuutti,1982]. Il considère que la corrosion des armatures est divisée en deux phases :

une phase d’incubation et une phase de propagation (figure I-6).

Figure I- 6 : Modèle de K.Tuutti


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La phase d’incubation correspond à une période pendant laquelle les agents agressifs

pénètrent dans le béton d’enrobage jusqu’à l’armature.

Quand les agents agressifs atteignent le niveau critique qui va provoquer la dépassivation de

l’acier, la corrosion s’amorce puis se développe à une vitesse qui dépend de la température, de

la présence d’oxygène et de la conductibilité électrique du béton [François, 1994].

Le temps t0 correspond au passage de la phase d’incubation à la phase de propagation.

2.2.2.5.1. Corrosion généralisée

Dans le cas de la corrosion de l’armature par carbonatation du béton, on considère que

l’amorçage de la corrosion commence dès que le front de carbonatation atteint les armatures à

t0, correspondant au commencement du processus de dépassivation. Pour accélérer ou retarder

l’amorçage, il faut intervenir sur l’épaisseur du béton d’enrobage. En comparant les

profondeurs de pénétration des agents agressifs et l’épaisseur du béton d’enrobage, on peut

estimer si la corrosion est amorcée.

Dès lors que l’amorçage de la corrosion a eu lieu, si les conditions environnementales ne sont

pas modifiées, la propagation ne peut pas être interrompue.

2.2.2.5.2. Corrosion localisée par piqûres

Les ions chlorures Cl- pénètrent dans le béton et provoquent, à partir d’une certaine

concentration dans la solution des pores, au niveau des armatures, la destruction locale du

film de passivation et l’initiation d’une corrosion localisée. Les ions chlorures s’introduisent

dans la couche passive en remplaçant l’oxygène et en augmentant à la fois sa solubilité, sa

perméabilité et sa conductivité ionique. Ils sont rarement distribués de manière homogène à la

surface de l’acier laissant subsister quelques imperfections dans la couche passive qui facilite

l’incorporation des ions chlore. La dégradation de la couche passive est un phénomène local

conduisant à une corrosion par piqûre. Des études menées par le Building Research

Establishment ont établi des teneurs en chlorures critiques ou valeur limite. La valeur limite

de la teneur en chlorures de 0,4% par masse de ciment est utilisé pour la prédiction de vie des

bétons [BRE, 1997]. On considère que la quantité de chlorures libres nécessaires pour détruire

la couche de passivation dépend de la quantité de portlandite présente. Toutefois il s’avère


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que le dépassement des seuils critiques définis ne constitue pas toujours une condition

suffisante pour amorcer la corrosion. La qualité de l’interface entre l’armature et le béton peut

également être déterminante [Castel, 2000].

2.2.3. Produits de corrosion

On trouve différents types de produits de corrosion suivant la nature des espèces en solution.

On peut les répertorier en fonction de la valence de l’atome de fer dans le réseau cristallin

[Huet, 2005]. Ainsi pour une valence croissante, on trouve les oxydes de fer II, les rouilles

vertes, la magnétite et les oxydes et oxy-hydroxydes de fer de valence III.

Parmi les oxydes de fer II, en fonction du milieu électrolytique, on trouvera l’hydroxyde

ferreux (Fe(OH)2). L’oxydation de l’oxyde de fer de valence II mène à la rouille verte.

[Raharinaïvo, 1998] a observé, après avoir fendu une éprouvette corrodée, qu’il existait à

l’interface acier-béton en anaérobie des produits de corrosion verts qui virent immédiatement

au brun lors de l’exposition à l’air de l'éprouvette, tandis qu’à l’extérieur de l’éprouvette, il

apparaît des produits de corrosion brun à la jonction entre l’acier et le béton. Il peut s'agir de

la rouille verte ou des ions ferreux (Fe2+). Puis on trouve des produits d’oxydation des rouilles

vertes comme la magnétite, l’akaganéite dans les milieux chlorurés et les oxydes de fer de

valence III (figure I-7).

Figure I- 7 : Composés susceptibles d’apparaître au cours du processus d’oxydation du fer

selon Misawa et Pons


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2.2.4. Facteurs influents sur la corrosion des armatures du béton

Les facteurs qui influencent la pénétration des chlorures ou du dioxyde de carbone et par

conséquent la corrosion des armatures sont les propriétés des matériaux (composition du

ciment, porosité du béton, pH, …), la réalisation de la construction (temps de cure, …) et les

actions de l’environnement (concentration en chlorures, en CO2, température, humidité

relative, …).

On s’intéresse dans ce paragraphe aux paramètres fortement variables comme la température,

la concentration en chlorures, la nature de l’armature et la résistivité du béton (porosité).

2.2.4.1. La température

La variation de température influence le potentiel de la réaction qui est régi par la loi de

Nernst selon l’équation (15).

D’après Liu et Weyers, une augmentation de la température accroît la vitesse de corrosion

[Liu, 1998]. Ce phénomène peut s’expliquer d’une part par le fait que les processus anodiques

(oxydations des composants de l’acier) et cathodiques (réduction des protons en milieu acide)

sont activés thermiquement. Il en résulte un courant d’échange c’est-à-dire une vitesse de

corrosion augmentant avec la température. Une élévation de 10 à 20°C multiplie par deux la

vitesse de corrosion en situation de corrosion active.

Le changement de température dans le béton entraîne le changement d’autres paramètres.

Cornell et Schwertmann ont expliqué dans leurs études que la température avait une influence

directe sur la nature des oxydes formés dans le béton [Cornell, 2003]. L’effet total de la

température sur le taux de corrosion dans le béton est très complexe et contrôlé par

l’interaction de plusieurs autres facteurs. L’élévation de température augmente la vitesse de la

réaction mais peut également agir sur un autre facteur de corrosion. Par exemple,

l’abaissement de solubilité de l’oxygène dans l’eau, lorsque la température augmente, est un

cas où la corrosion se ralentit par manque d’oxygène.

D’autre part, en milieu aéré, une élévation de température facilite la diffusion de l’oxygène

dans la solution augmentant le courant d’échange.

Le modèle développé montre une relation entre le courant de corrosion et la température de la

forme suivante :

−=

12

228321

11.

TTeii (37)


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Lorsque l’on plonge une éprouvette en béton armé dans un bain à différentes températures, on

constate que le courant circulant dans le système électrode/ électrolyte change.

La densité de courant de corrosion passe de 1µA/cm2 à 5µA/cm2 lorsque la température

s’élève de 5°C à 40°C.

2.2.4.2. Résistivité du béton (Porosité)

Les caractéristiques du réseau poreux (porosité, distribution des tailles de pores,…)

déterminent les propriétés de transfert. Ces propriétés de transport du béton vont évoluer dans

le temps du fait de la carbonatation et de la fissuration qui modifient le réseau poreux et par

conséquent la cinétique de corrosion.

La résistivité du béton a une influence sur le taux de corrosion à une même température. Elle

est proportionnelle à la vitesse de corrosion lorsque l’armature est à l’état actif sauf dans le

cas de béton saturé, très sec ou dégradé [Huet, 2005]. Plus elle sera élevée, moins le béton

sera conducteur, et donc le passage du courant sera limité. La résistivité du béton est

fortement conditionnée par sa phase liquide. Plus la porosité du béton est forte, plus la phase

liquide peut être importante et par conséquent plus la résistivité est faible. Plus le béton aura

une résistivité élevée, plus la diffusion des ions agressifs sera limitée et le courant de

corrosion sera faible.

Dans le cas d’une résistivité infinie, c’est-à-dire un béton sec, le courant de corrosion est très

faible et proche de 0 µA/cm2. Pour une résistivité du béton faible, c’est-à-dire un béton très

humide dans des conditions normales d’utilisation, le courant de corrosion sera plus élevé et

pourra atteindre la valeur de 2,5 µA/cm2.

Dans le cas de structures en béton armé totalement immergées dans l’eau, le taux de corrosion

est contrôlé par l’oxygène fourni. Le faible taux d’oxygène ralentit le processus de corrosion.

2.2.4.3. La concentration en chlorures

Les ions chlorures conditionnent la solubilité des produits de corrosion et l’existence de

dépôts [Marcotte et al, 2003]. Leur présence dans le béton armé a une influence sur la

corrosion puisque leur présence induit un risque de localisation de la corrosion, notamment

par piqûre [Lacombe, 1990], augmentant le courant de corrosion.

D’une part, une concentration critique est nécessaire pour que la dépassivation des aciers

débute, ce taux limite est fonction du ratio entre les ions chlorures et les ions hydroxydes


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présents dans la solution intersticielle. D’autre part, lorsque la concentration en ions chlorure

augmente, la conductivité du béton augmente, favorisant le passage des ions chlorures vers

l’armature.

En milieu chloruré, lorsque la dissolution du métal se poursuit sous le dépôt, l’excès d’ions

Fe2+ ou Fe3+ produits conduit à la diffusion inverse des anions Cl- pour respecter la neutralité

des charges. Les cations métalliques s’hydrolysent selon la réaction :

++ +→+ HOHFeOHFe 2)(2 222 (38)

Il se forme ainsi un hydroxyde qui protège l’armature.

On note, pour des éprouvettes identiques placées dans des solutions électrolytiques contenant

des quantités de ions chlorures différentes, des courants de corrosion différents.

2.2.4.4. Nature et composition de l’acier.

[Beranger, 1994] et [Lacombe, 1990] ont décrit l’influence de la nature des armatures sur la

corrosion en fonction du milieu dans lequel elles sont situées.

Dans un milieu neutre aéré, la nature de l’acier intervient peu car le facteur contrôlant le

phénomène de corrosion est la concentration en oxygène dissous.

Dans un milieu acide, c’est la nature et la composition de l’acier qui sont des facteurs

importants du développement de la corrosion. En effet, la corrosion se développe tant qu’elle

n’est pas limitée par l’appauvrissement en protons H+. Hors, en milieu acide, la réaction de

réduction du proton H+ en H2 est lente de telle façon que le courant d’échange et le courant de

la surtension varient en fonction du matériau sur lequel la réduction se produit. La surtension

d’hydrogène sera différente selon les éléments d’alliages, impuretés et phases cristallines de

l’acier. De même, les traitements thermiques conditionnent la répartition et la taille des phases

pouvant créer des piles localement, donc des phénomènes de corrosion localisée.

2.3. Méthodes de caractérisation de la corrosion des aciers dans le béton

Les méthodes électrochimiques sont très souvent utilisées. La méthode la plus usitée est la

mesure de potentiel de corrosion. Cette méthode s’appuie sur les recommandations (ASTM et

RILEM), mais ne donne qu’une évaluation qualitative. Son utilisation est toutefois contestée

pour certaines applications particulières notamment dans le cas de béton en présence de

chlorures. Une autre méthode : la mesure de résistance de polarisation présente l’avantage de


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fournir des données plus quantitatives que précédemment et de renseigner sur la vitesse de

corrosion.

D’autres outils de mesure utilisant la propagation des ondes sont en cours d’étude comme le

radar, l’impact écho et l’émission acoustique.

2.3.1. Méthodes électrochimiques et électriques

2.3.1.1. Mesure de potentiel de corrosion

La mesure de potentiel de corrosion ou de potentiel d’électrode est une des techniques les plus

usitées dans le domaine du contrôle non destructif en génie civil.

Cette méthode est utilisée dans le but de déterminer l’état de corrosion des aciers dans le

béton. Des recommandations ont été publiées par l’ASTM (C876-91) [ASTM, 1991] et

RILEM TC154-EMC [RILEM, 2004].

Pour mesurer le potentiel d’une électrode, il est nécessaire d’introduire dans la solution

électrolytique un second conducteur électronique qui va constituer une deuxième électrode ;

c’est la différence des potentiels internes des deux conducteurs électroniques qui représente

le potentiel de l’électrode. A condition de choisir comme sonde toujours la même électrode

appelée électrode de référence, il est possible, à une température donnée, de comparer le

potentiel de différentes électrodes dites de travail ou de suivre le potentiel d’un système. Il

existe plusieurs électrodes de référence. En pratique, trois d’entre elles sont utilisées, la plus

stable étant celle au calomel. Elles ont un potentiel défini par rapport à l’électrode à

hydrogène normal (EHN) à 20°C (tableau I-2).

Tableau I- 2 : Potentiel d’électrode de référence par rapport au potentiel à hydrogène.

Cuivre-sulfate de cuivre saturé Cu/ Cu SO4 (ESC) + 0,318 VEHN

Calomel saturé Hg2 Cl2 (ECS) + 0,241 VEHN

Argent-chlorure d’argent saturé Ag/ Ag Cl(ESS) + 0,199 VEHN

Dès qu’une armature est immergée dans le béton, qui se comporte comme un électrolyte, sa

surface est instantanément portée à un certain potentiel électrochimique du fait de l’apparition

d’une double couche électrochimique en surface. La différence mesurée entre le potentiel de

l’armature et celui de l’électrolyte est appelée potentiel de l’électrode.


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Les propriétés de l’électrolyte variant généralement en fonction de l’environnement, son

potentiel varie également. Cela génère des différences de potentiel d’électrode le long de

l’armature, ce qui amorce le mécanisme de corrosion. Le potentiel de corrosion Ecorr du

système acier-béton est une tension mesurée par rapport à une électrode de référence placée à

la surface du parement de béton. Les différences de potentiel mesurées dépendent d’une part

de l’état de corrosion dans lequel se trouve l’acier, d’autre part de l’électrode de référence

utilisée. L’électrode de référence étant placée à la surface du béton, les valeurs mesurées ne

représentent pas le potentiel au contact de l’armature. En effet le potentiel mesuré à la surface

est plus positif que celui que l’on aurait à l’anode, là où l’armature est corrodée.

Suivant l’endroit où est placée l’électrode de référence, la valeur du potentiel évolue et plus

l’on s’éloigne de la zone corrodée, plus le potentiel est positif du fait de la chute ohmique due

à la résistivité du béton d’enrobage.

2.3.1.2. Mesure de la résistivité électrique du béton

Cette méthode ne donne que la mesure d’une possible corrosion. Cette mesure est qualitative

et non quantitative.

La résistivité électrique du béton caractérise les possibilités de déplacement des particules

électriquement chargées. Elle représente la résistance spécifique du matériau au passage d’un

courant électrique. On l’exprime en Ohm-mètre (Ω.m ).

Il existe deux dispositifs de mesure de résistivité du béton :

• résistivité du béton de surface

La technique de mesure de la résistivité du béton de surface est directement issue de la mesure

de résistivité en géophysique. Le dispositif est composé de deux électrodes de courant servant

à l’injection dans le matériau d’un courant électrique et de deux électrodes de mesure du

potentiel ainsi créé (dispositifs WENNER ou quadripôle). Ce que l’on mesure est la résistivité

apparente.

).(I

Vk

∆=ρ (39)

avec k : facteur géométrique dépendant du dispositif retenu.

Les résultats des mesures de résistivité à la surface d'une structure, sont souvent portés sur un

plan (cartographie), pour visualiser les zones de faible résistivité. En effet, ces zones de faible


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résistivité sont celles qui ont une forte humidité ou une forte teneur en sel (chlorure venant du

milieu environnant), donc des zones de corrosion des armatures.

• résistivité du béton d’enrobage

La résistance électrique d'un enrobage de béton peut être mesurée en polarisant une armature

à l'aide d'une contre-électrode placée à la surface du béton (figure I-8). Si la longueur et le

diamètre de l'armature concernée par la mesure sont connues, il est possible de calculer la

résistivité du béton.

DR..2=ρ (40)

avec : R : résistance donnée par la chute ohmique

D : diamètre électrode en surface.

Figure I- 8 : Mesure de résistivité d'un enrobage de béton, par

polarisation d'une armature

Dans le béton, le principal mode de transport de l’électricité, produit par un champ électrique,

est la conduction ionique. Les déplacements ioniques dans le béton sont dus à des réactions de

corrosion.

2.3.1.3. Evaluation de la vitesse de corrosion par la mesure de résistance de polarisation

Pour les mêmes raisons que pour la mesure du potentiel, tout courant imposé nécessite une

électrode auxiliaire. On mesure alors i directement sur le circuit électrique extérieur reliant les

deux électrodes. Il est nécessaire pour comprendre l’évolution de la corrosion, donc sa

cinétique, de connaître l’évolution des potentiels aux électrodes en fonction du courant de

corrosion. On trace ainsi les courbes de polarisation. Une vitesse de perte d’épaisseur de 1µm/

an correspond à un courant de corrosion de 0,1 µA. cm-2.

Les prévisions quantitatives nécessitent le calcul d’une vitesse de corrosion efficace et un

niveau de risque de corrosion (tableau I-3).


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Tableau I- 3 : Niveaux de corrosion en fonction des vitesses de corrosion.

Vitesse de corrosion (µm/ an ) Niveau de corrosion Inf. à 1 Négligeable

De 1 à 5 Faible

De 5 à 10 Modéré

Sup. à 10 Elevé

Il s’agit d’appliquer à l’armature un faible courant continu changeant l’état initial du système.

Le dispositif nécessite une électrode de travail, une électrode de référence par exemple au

calomel, une contre-électrode, un générateur de tension et un système d’acquisition des

mesures. On détermine ainsi le paramètre électrique du système acier-béton : la résistance de

polarisation Rp.

On en déduit en appliquant la formule de Stern-Geary, le courant de corrosion :

p

corr R

Bi = (41)

La loi de Faraday nous donne la relation entre la vitesse de corrosion p et le courant de

corrosion Icorr .

FnA

tiMp corr

...

..

ρ= (mm/an) (42)

M : masse atomique du fer (g/mol).

icorr : intensité du courant de corrosion (Ampère),

t : temps (s),

ρ : densité du fer (g/mm3),

A : masse atomique du métal (g),

n : le nombre d’électrons de valence,

F : la constante de Faraday égale à 96500C/mole.

2.3.2. Les techniques acoustiques

Les méthodes acoustiques pour l’auscultation du béton s’appuient sur la propagation d’onde

mécanique à des fréquences inférieures à 300 kHz. Les techniques acoustiques utilisées ou à

l’étude pour détecter la corrosion dans le béton sont :

• le contrôle par ultrasons

• radar

• émission acoustique

C’est à cette dernière méthode que nous allons nous intéresser.


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2.3.2.1. Le contrôle par ultrasons

Les ultrasons sont des ondes mécaniques générées à partir d’un élément piézo-électrique

excité à une fréquence comprise pour de nombreuses applications entre 2 et 5 MHz. Cet

élément est souvent fixé d’un côté sur une semelle en matière plastique et de l’autre à un

amortisseur, l’ensemble constituant le transducteur [AFGC, 2005].

Le contrôle par ultrasons est basé sur la transmission, la réflexion et l’absorption d’une onde

ultrasonore se propageant dans l’élément à contrôler. Le train d’onde émis par le transducteur

émetteur se réfléchit dans le fond de la pièce et lorsque les ultrasons rencontrent un défaut

favorablement orienté par rapport à l’onde incidente, un écho revient vers le transducteur

récepteur.

Cette énergie mécanique réfléchie est transformée en signal électrique par l'élément piézo-

électrique et se signale par un écho sur le système de visualisation de l'appareil à ultrasons.

D'un point de vue pratique, on utilise un écran d’oscilloscope. Les échos sont représentés par

des pics sur l'écran. La position de l'écho permet de déterminer la profondeur à laquelle se

trouve l’inclusion dans la pièce et d'en apprécier le caractère volumique ou non.

Transmission

Réflexion

Figure I- 9 : Emission des ondes par ultrason

Suivant la position du récepteur en mode transmission ou réflexion (figure I-9), cela permet

d’avoir des informations sur les couches superficielles du béton dégradé, de connaître la

mesure d’épaisseur du béton par exemple et de rechercher des défauts comme la corrosion de

l’acier.

L’auscultation par ondes ultrasonores permet de contrôler la qualité du béton afin de détecter

des zones de différentes natures, de détecter et dimensionner des défauts et d’estimer la

résistance à la compression du béton.

récepteur source source


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2.3.2.2. Radar

Le radar est un système générant des ondes électromagnétiques dans une gamme

d’hyperfréquences (de l’ordre de quelques MHz à quelques GHz ) [Laurens, 2001]. Les échos

sont enregistrés sous forme de traces temporelles.

Ce système est constitué d’une antenne d’émission, d’une antenne de réception, d’un système

électronique gérant l’émission et la réception des signaux et d’une unité d’acquisition et de

traitement.

Le principe est la transmission d’une impulsion électromagnétique de courte durée à la

structure au moyen d’une antenne émettrice (figure I-10).

Cette impulsion électromagnétique de courte durée se propage et se réfléchit sur toute

interface présentant un contraste d’impédance électromagnétique [Laurens, 2001].

Figure I- 10 : Schéma de principe d’une mesure Radar

Le radar est utilisé pour mesurer des épaisseurs, détecter des vides par exemple sous une

dalle, un radier, ou à l'extrados d'une galerie en éléments préfabriquées, localiser les armatures

et les fissures dans le béton armé ou pour caractériser les matériaux.

L'application de cette méthode nécessite néanmoins un accès direct à la surface de l'ouvrage à

ausculter. L’utilisation du radar dans l’évaluation de la corrosion des armatures a démontré

qu’il détectait les dommages causés par la corrosion, traduisant ainsi un stade avancé de la

corrosion. Des essais ont été réalisés sur des dalles de stationnement souterrain d’un hôtel

construit depuis plus de trente ans [Dous, 2002] (figure I-11). Le radar a permis d’évaluer le

taux d’humidité et la délamination.

L’exemple suivant est extrait de [Dous, 2002].

Antenne


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inspection visuelle

Radar- Amplitude d’onde de la fin de dalle

Potentiel de corrosion (mV)

Figure I- 11 : Résultats par mesure radar, potentiel et visuel de la corrosion d’une dalle

Les résultats ont permis de démontrer qu’il y avait des similitudes entre le radar, le potentiel

de corrosion et le sondage au marteau. Cela indique essentiellement la probabilité de l’activité

de corrosion. Le radar peut donc prévenir des conditions favorisant l’initiation de la corrosion.

D’autres applications de la technique radar ont été dévelopées comme la caractérisation de

certaines propriétés physiques des bétons telles que la teneur en eau et en chlorures [Sbartaï et

al, 2005], des propriétés électromagnétiques comme la permittivité et la conductivité [Klysz,

2004].

2.3.2.3. Émission acoustique

C’est une technique consistant à détecter un événement acoustique et à localiser son lieu

d’émission. Ces événements sont générés par une libération brutale d’énergie mécanique

pouvant être attribuée, dans le cas du béton, à la fissuration locale du matériau.

Le temps d’arrivée du signal est différent pour chaque capteur, et dépend de la distance entre

le capteur et le lieu de la fissuration. En s’appuyant sur ce principe, il est possible en

confrontant les temps d’arrivée des signaux et en connaissant la position des capteurs de

localiser géométriquement l’événement détecté. Une des orientations actuelles de l'utilisation

de l'émission acoustique en génie civil consiste à étudier les corrélations entre la densité


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d'événements acoustiques et l'activité de corrosion des armatures, de manière à détecter

précocement les phénomènes de corrosion [Li, 1998]. Cette approche a également été à

l'étude en France [Proust, 2001].

Le mode de détection des capteurs utilisés en Emission Acoustique (EA) est basé sur l’effet

direct de la piézo-électricité .

On mesure donc des quantités de charge qui se traduisent, une fois amplifiées et

conditionnées, en un signal transitoire dont l’amplitude s’exprime en dBEA (NF EN 1330-9).


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3. Corrosion accélérée: essais

3.1. Différents essais en laboratoire

De nombreux essais en laboratoire ont été effectués sur des éprouvettes de manière à obtenir

une corrosion accélérée.

Plusieurs méthodes sont utilisées, soit par vieillissement accéléré du béton, soit en accélérant

la vitesse de corrosion de l’armature.

Pour cela, on trouve des essais réalisés sur des éprouvettes en béton armé ayant subi :

- d’une part des cycles environnementaux différents comme des cycles de

séchage/ humidification, des séjours en atmosphère carbonique ou en

brouillard salin (essai de vieillissement accéléré du béton).

- d’autre part, des courants imposés de l’ordre de 100 à 500 µA/cm2 entre

l’électrode de travail, c’est à dire l’armature, et la contre-électrode.

3.2. Essai par immersion-séchage et milieu chloruré

Le principal objectif de cet essai [Arliguie, 1997] est d'accélérer les processus de corrosion

des armatures, en favorisant la pénétration des agents agressifs (chlorures), tout en conservant

les deux étapes essentielles du mécanisme de la corrosion, l'étape d'amorçage et l'étape de

croissance. L'attaque corrosive est constituée par la combinaison de deux paramètres :

- l'alternance de périodes d'immersion et de séchage favorisant la migration des

agents agressifs,

- la présence d'un milieu agressif (solutions alcaline et saline).

Zdunek et P. Shah ont exposé les corps d’épreuve dans une solution électrolytique de sel

cyclique pendant 3 mois de façon à initier et accélérer la corrosion [Zdunek, 1995]. Il s’agit

d’une solution à base de 15% de NaCl avec des cycles de séchage de 3 jours et

d’humidification de 4 jours.

Les cycles de séchage et humidification accélèrent la pénétration de l’eau à l’intérieur. Il

s’ensuit une altération du béton et plus particulièrement de la pâte de ciment due à la présence

de l’eau. Le fait d’abaisser le pH de la solution électrolytique (pH< 11,5) conduit à la

décalcification du béton. Les phénomènes majeurs étant la dissolution à l’équilibre de la

portlandite (Ca(OH)2) conduisant à une augmentation de la porosité et du coefficient de


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diffusion et la décalcification progressive des silicates de calcium hydratés (C-S-H) entre le

front de dissolution de la portlandite et la surface [Le Bescop, 2000].

Pour accélérer la dépassivation des armatures et initier la corrosion, une solution d'essai est

préparée à l'aide de chlorure de sodium et d'eau déminéralisée. La concentration est de 35

g/litre en NaCl. Cette solution est renouvelée lorsque son pH devient supérieur à 10 [Arliguie,

1997]. La durée totale de l'essai est de l’ordre de 3 à 6 mois.

Andrade et al ont introduit dans la pâte de ciment 3% de CaCl par kilogramme de ciment de

manière à provoquer une attaque active des armatures [Gonzalèz, 1995]. De même, les

éprouvettes ont subi des périodes répétées de séchage-humidification à l’aide d’un tampon

humidifié placé à la surface des éprouvettes. Les tests étant longs (6 ans), des courants

anodiques ont été appliqués pour accélérer les tests.

Dans le cas de ces essais de corrosion accélérée, on obtient une corrosion localisée, par

piqûre.

3.3. Essais brouillard salin

Il s’agit d’effectuer une attaque accélérée, par un brouillard salin artificiel [François, 1997].

Une enceinte a été conçue pour la conservation des corps d’épreuve, ici des poutres, en

ambiance saline (figure I-12).

Figure I- 12 : Enceinte à brouillard salin. Extrait de la thèse de Ziad Hamdan,

[Hamdan, 1993]

Le brouillard salin est généré par quatre pulvérisateurs en plexiglas positionnés à chaque


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angle supérieur. Ils sont alimentés en air comprimé à une pression de 1000 hPa et en eau salée

à 35 g/l. Cette concentration est équivalente en masse à celle de l'eau de mer dont la teneur en

sels se situe souvent entre 32 et 38 g/l. La température moyenne de l'enceinte est de 20 °C.

L'expérimentation est conduite sur des poutres de béton armé de grandes dimensions,

conservées sous charge dans des ambiances agressives comme le brouillard salin. Un suivi de

l’état des armatures est réalisé à l'aide de mesures non destructives telles que la mesure du

potentiel électrochimique. Cela a permis de suivre l’évolution de l’endommagement du béton

ainsi que la pénétration des chlorures. Cela a permis de mettre en évidence les différentes

phases d’une corrosion localisée.

La corrosion en se développant a conduit à de la fissuration et contribué à accélérer le

phénomène. Il apparaît que l'endommagement des interfaces pâte-granulat accélère la

pénétration des agents agressifs dans les zones tendues des poutres indiquant que la

réglementation doit prendre en compte le niveau de sollicitation, l'agressivité du milieu et la

position des armatures pour déterminer l’épaisseur d’enrobage [Hamdan, 1993].

D’autres essais dont le but était de soumettre à des agents agressifs salins des corps d’épreuve

pour accélérer la dépassivation des armatures et initier la corrosion, ont été réalisés en faisant

varier la température de 14°C en hiver à 24°C en été [Andrade et al, 1995]. Ces essais ont

duré 6 ans. Cela a généré une corrosion localisée par piqûres et démontré l’influence de la

température sur le développement de la corrosion.

3.4. Essais en atmosphère carbonique

Il s’agit de mettre des éprouvettes en béton armé dans une enceinte de carbonatation de

manière à carbonater le béton jusqu’à l’armature et à dépassiver celle-ci pour amorcer le

processus de corrosion.

L'action du gaz carbonique étant très lente pour des mesures en laboratoire, il est habituel de

soumettre les éprouvettes testées à des essais accélérés qui consistent à les conserver dans des

ambiances enrichies en CO2. Dans les enceintes de stockage utilisées, l'ambiance est

constituée par un mélange de 50 % de CO2 et 50 % d'air, avec une humidité relative de 60%.

En effet, si le CO2 est nécessaire pour amorcer la corrosion, l'oxygène de l'air est

indispensable pour son développement.

La température de 20°C choisie, correspond à une vitesse maximale de diffusion. C'est donc

cette valeur moyenne qui est maintenue dans l'enceinte durant la période d'exposition.

En fonction de l’épaisseur d’enrobage de l’armature, les durées de carbonatation peuvent être


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de l’ordre de 1 à 6 mois [Valls, 2002].

3.5. Essai avec courant imposé

Les méthodes avec courant imposé sont le moyen d’accélérer les phénomènes de corrosion

par rapport aux évolutions naturelles des matériaux. La réalisation va dépendre du type de

corrosion attendue. La corrosion électrolytique est définie comme un processus de corrosion

accélérée résultant du passage de courant.

Le comportement en corrosion du métal dans la solution est caractérisé par le potentiel de

corrosion Ucorr et par la vitesse de corrosion icorr proportionnelle (loi de Faraday) à la perte de

masse ou à la perte d’épaisseur.

Il s’agit de créer entre l’électrode de travail (anode) et la contre-électrode (cathode) une

connexion de manière à accélérer le processus de corrosion.

De nombreuses études ont été réalisées avec un courant imposé pour accélérer la corrosion

des corps d’épreuve. Austin et Lyons ont imposé des courants de corrosion de l’ordre de 100

µA/cm2 obtenant ainsi au bout de 2 jours une corrosion significative [Austin et al, 2004]. El

Maaddawy a imposé un courant de 200 µA/cm2, le but étant d’obtenir de la fissuration par

corrosion [El Maaddawy, 2003]. Gonzalèz et Feliu ont imposé un courant de 10 à 100

µA/cm2 sur des éprouvettes en béton armé [Gonzalèz, 1995]. Ces essais ont une durée de 1

mois. Cela a pour avantage de maîtriser le courant de corrosion. L’armature est bien corrodée

et on obtient des produits de corrosion [Austin, 2004], [Zongjin, 1998], [El Maaddawy, 2003].

Toutefois, on remarquera que de telles valeurs ne sont pas représentatives des valeurs usuelles

rencontrées en corrosion naturelle et qu’en outre, elles sont à l’origine de phénomènes

perturbateurs comme l’électrolyse de l’eau [Ferrigno, 1999].


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4. L’émission acoustique

4.1. Technique de l’Emission acoustique

4.1.1. Généralités

L’émission acoustique (EA) est « l’ensemble des phénomènes dans lesquels des ondes

élastiques transitoires sont générées par dissipation d’énergie provenant de sources localisées

à l’intérieur d’un matériau» [ASTM, 1982]. C’est aussi la discipline scientifique qui étudie

ces phénomènes : détection des ondes résultant de micro-déplacements locaux internes à un

matériau soumis à une sollicitation statique ou dynamique (déformation à l’échelle

microscopique).

L’ensemble des fréquences des ondes concernées s’étend dans le domaine ultrasonore, c’est-

à-dire entre 20KHz et quelques MHz. L’origine de l’émission acoustique trouve sa place dans

le domaine de la séismologie. L’analyse des ondes élastiques produites par les séismes a été

utilisée pour caractériser le mouvement en termes d’énergie libérée et de localisation. Les

premiers travaux concernant l’émission acoustique ont été réalisés en 1950 par Kaiser.

Toutefois, on connaît depuis longtemps des phénomènes d’émission acoustique comme « le

cri de l’étain ». On peut dire que le matériau « parle » quand il est soumis à une sollicitation.

Avec le matériel d’émission acoustique, il est donc possible d’″écouter″ les bruits émis par le

matériau comme les ruptures de fibres et beaucoup d’autres détériorations que subit le

matériau contraint [Lenain, 1997].

L’émission acoustique est liée aux phénomènes transitoires que sont les micro-ruptures. Les

ondes émises contiennent des informations sur les mécanismes physiques qui les ont

engendrées. On peut ainsi, en utilisant l’émission acoustique, connaître le comportement des

matériaux testés tels que le béton, les métaux et tout autre matériau composite.

C’est une technique non destructive qui peut s’adapter à la plupart des matériaux. Elle permet

de détecter en temps réel soit des défauts évolutifs, soit un endommagement au sein du

matériau, soit des ruptures. C’est une méthode qui n’a pas d’influence sur l’évolution de

l’endommagement du matériau. En utilisant plusieurs capteurs, on peut également faire de la

localisation. Cependant, son application reste limitée du fait qu’elle ne peut détecter que des

évolutions. Tout défaut non évolutif, donc non énergétique, ne peut être décelé.


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4.1.2. Sources d’émission acoustique

4.1.2.1. Lors de différents endommagements

Les ondes de contrainte émises à l’intérieur du matériau sont détectées par un capteur, en

temps réel, et converties par ce dernier sous forme de signaux électriques. Les signaux sont

ensuite conditionnés (préamplificateur, amplificateur et filtre) avant d’être analysés.

Dans un matériau composite, les fissurations de la matrice et les décohésions ou ruptures de

fibres sont sources d’EA. Dans les métaux, l’EA est due à la fissuration, aux décohésions

d’inclusions, aux transformations de phase, à la corrosion généralisée, à la corrosion localisée

(piqûres) (figure I-13), aux impacts mécaniques, au glissement et clivage, au dégagement

gazeux,… Dans un matériau sous contrainte, la création d’un défaut ou son évolution se

traduit par un relâchement local des contraintes. Si le matériau est élastique, cela provoque

des oscillations entraînant une onde mécanique qui se propage à une certaine vitesse. Cette

énergie libérée brutalement dans le matériau est caractéristique du mouvement des ondes

élastiques produites.

4.1.2.2. Dans le processus de corrosion

Concernant l’étude de la corrosion par EA, plusieurs processus physiques interviennent et

peuvent être sources d’EA. On peut donc la détecter au fur et à mesure qu’elle se produit. Une

autre source possible est basée sur l’effet Kaiser. Il s’agit de faire évoluer les dommages créés

par la corrosion en appliquant une contrainte [Pollock, 1986].


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−+− +> eMM 22

1HeH →+ −+

Figure I- 13 : Sources potentielles d’émission acoustique dans les phénomènes de corrosion

d’après [Yuyama, 1986]

Rouby avait démontré que les sources d’émission acoustique peuvent être analysées d’un

point de vue microscopique et macroscopique correspondant respectivement à l’amorçage et à

la propagation d’endommagements [Rouby, 1990]. Les sources macroscopiques peuvent

correspondre à différents phénomènes tels que la corrosion sous contrainte [Rothea, 1990],

[Proust, 1992], [Caron, 2000], la corrosion généralisée [Rettig, 1976], la corrosion localisée

par piqûres [Mazille, 1995] et [Frégonèse, 2001] entre autres. Différentes études ont été faites

[Yuyama, 1986] et [Pollock, 1986] pour recenser les sources microscopiques susceptibles

d’émettre pendant les phénomènes de corrosion uniforme ou de corrosion sous contrainte

(figure I-13). Parmi ces événements susceptibles d’intervenir au cours de la corrosion

uniforme et d’engendrer une émission acoustique, l’un d’eux est la dissolution du métal,

c’est-à-dire le passage d’atomes en solution. Mais ce phénomène n’est pas assez énergétique

pour être détecté par l’EA [Jaubert, 2004]. Lors de la formation de produits de corrosion, la

migration des atomes est en théorie source de contraintes et donc d’émission acoustique. La

rupture du film passif est également source de contrainte. Une autre source, générée par la

corrosion généralisée en milieu acide, est liée à la création de bulles de gaz comme

l’adsorption ou la désorption d’hydrogène.

Tous ces phénomènes sont susceptibles d’intervenir en même temps, modifiant ainsi les

signaux d’émission acoustique.

E

Réactions

anodiques

Réactions

cathodiques

Dissolution du métal Dégagement de H2 gazeux Rupture d’un film épais

d’oxyde E

Dissolution du métal

Rupture ou décohésion

d’inclusions ou de précipitée

Propagation de fissure

Déformation

Transformation martensitique

Glissement

E

E

E

E

E


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4.1.3. Acquisition

4.1.3.1. Chaîne d’acquisition

C’est dans les années 70-80 que l’énorme potentiel de la technique d’émission acoustique a

commencé à se faire jour. Mais à l’époque, une des limites de la technique était liée aux

faibles capacités disponibles pour l’acquisition et le stockage des signaux. Mais avec les

progrès considérables des systèmes informatiques, les moyens d’acquisition des signaux

acoustiques évoluent sans cesse et des dispositifs d’acquisition et de traitement des signaux

relativement performants sont désormais disponibles [Thummen, 2004].

Le rôle de la chaîne d’acquisition est de recueillir les informations nécessaires à la

connaissance de l’état du système et de délivrer ces informations sous une forme appropriée à

leur exploitation (figure I-14).

Figure I- 14 : Exemple d’une structure de chaîne d’acquisition

Elle est généralement constituée de :

- Une acquisition de données (analogique)

- Plusieurs capteurs, pré-amplificateurs reliés à un système d’acquisition (figure

I-15)

- Une carte analogique/numérique permettant la transformation des données

- Un ordinateur + logiciel : traitement des données .


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Figure I- 15 : Schéma d’une chaîne d’acquisition de signaux d’émission acoustique

4.1.3.1.1. Les capteurs

Un capteur est un dispositif qui transforme une grandeur physique d’entrée, appelée

mesurable [m], en une grandeur de nature électrique appelée réponse [s]. Les capteurs sont les

premiers éléments d’une chaîne de mesure ou chaîne d’acquisition de données.

Ce sont les interfaces entre le « monde physique » et le « monde électrique » [Toulminet,

2002].

Les capteurs les plus utilisés en émission acoustique sont les capteurs piézoélectriques car ils

sont sensibles et stables dans le temps. Ils ont la propriété de convertir les ondes mécaniques

qui les excitent en signaux électriques.

Deux types de capteurs sont choisis dépendant du domaine de fréquence ultrasonore des

ondes générées :

- Les capteurs résonants, de bande passante étroite mais très sensibles autour

d’une fréquence caractéristique. Cela entraîne une atténuation des composantes

fréquentielles situées hors de la bande passante modifiant ainsi l’allure des

signaux. Le capteur R15 a sa fréquence de résonance centrée à 150 KHz.

- Les capteurs à large bande qui ont l’avantage de ne pas modifier la forme

réelle du signal mais sans zone de sensibilité préférentielle sur cette bande,

comme le capteur µ80 qui a une bonne sensibilité entre 100 Hz et 1 MHz ou à

large bande WD80.


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4.1.3.1.2. Les pré-amplificateurs

Les ondes mécaniques sont converties en signaux électriques transmis ensuite à la carte

d’acquisition du système par l’intermédiaire du préamplificateur. Leur gain varient de 20, 40

à 60 dB et permet d’améliorer le rapport signal sur bruit d’une part et de filtrer les fréquences

non souhaitées d’autre part.

4.1.3.1.3. Le système d’acquisition

Le système d’acquisition est composé d’une carte qui permet la gestion de la configuration du

système comme la gestion des paramètres d’acquisition, la visualisation des graphes

d’acquisition. Elle permet également l’analyse par extraction des caractéristiques de la salve.

Puis les données peuvent être stockées grâce au système d’acquisition.

4.1.3.2. Paramètres acoustiques

Le but de la technique de l’émission acoustique est de détecter la présence de sources

émissives.

A partir de ces sources, le système d’acquisition les transpose en signaux électriques et en

extrait un maximum d’informations.

Pour cela, il est nécessaire de régler au mieux les paramètres d’acquisition comme le gain du

pré-amplificateur, la fréquence d’échantillonnage, les filtres et le seuil d’acquisition.

Afin de s’affranchir des bruits environnants qui correspondent à des bruits électromagnétiques

ou des bruits dus à la chaîne d’acquisition, il est nécessaire d’appliquer un seuil minimal

d’acquisition au dessous duquel le système d’acquisition n’enregistre pas les salves. Par

contre, les signaux qui ont une amplitude supérieure au seuil fixé sont enregistrés.

L’acquisition est interrompue jusqu’au prochain dépassement de seuil et le système enregistre

des salves qui sont déterminées par des paramètres que l’on va définir ci-après (figure I-16):

- seuil : tension électrique prédéfinie qui doit être dépassée pour qu’il y ait

détection d’une salve. Ce paramètre est à régler en fonction des acquisitions

souhaitées.

- Amplitude maximale : c’est l’amplitude atteinte lors d’une salve. Elle est

exprimée en mV ou en dBAE.


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- Nombre de coups : c’est le nombre de fois où les alternances du signal

dépassent le seuil. Ce paramètre est calculé pour chaque salve.

- Durée de la salve : temps écoulé entre le premier dépassement de seuil et le

dernier dépassement de seuil d’une salve.

- Temps de montée : intervalle de temps entre le premier dépassement de seuil et

l’instant où l’amplitude maximale est atteinte.

A partir de ces paramètres extraits de la salve, on peut calculer d’autres paramètres comme :

- La fréquence moyenne : rapport du nombre de coups sur la durée de la salve.

- L’énergie : intégrale du carré de l’amplitude de la salve sur sa durée :

E = ∫[ A(t)] 2.dt (43)

- La tension efficace moyenne ( notée RMS ) : elle est considérée comme la

racine carrée du apport de l’énergie de la salve E sur sa durée notée D :

RMS = ( E / D )1/2 (44)

Deux autres paramètres peuvent être extraits de l’analyse spectrale et plus particulièrement de

la transformée de Fourier.

- La fréquence du maximum d’amplitude : composante fréquentielle d’une salve

qui correspond au maximum d’amplitude du spectre de densité spectrale.

- Le barycentre de densité spectrale : c’est le barycentre de l’aire balayée par la

salve transcrite dans le domaine fréquentiel.

Figure I- 16 : Schéma d’une salve et ses paramètres

Il peut arriver que l’activité soit intense et que les signaux se succèdent sans interruption, on

parle d’émission continue. Lorsque les signaux sont interrompus jusqu’au prochain

dépassement de seuil, on parle d’émission par salves.


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4.2. La propagation des ondes

4.2.1. Signaux

Le matériau subissant une déformation irréversible génère des signaux de deux types ;

- un signal continu : ce type de signal correspond à un événement microscopique, peu

énergétique et fréquent dans le temps, relatif à des déformations plastiques et des

phénomènes ductiles. On rencontre ce type de signal dans les métaux comme

l’aluminium, le laiton.

- des signaux brefs, impulsionnels, de forte amplitude et de courte durée.

4.2.2. Vitesse de propagation

- ondes longitudinales ou de compression : ondes de volume, polarisées parallèlement à

la direction de propagation.

- ondes transversales ou de cisaillement : ondes de volume, polarisées

perpendiculairement à la direction de propagation.

- ondes de surface ou ondes de Rayleigh : se propagent dans une zone très proche de la

surface du matériau. Elles peuvent être longitudinales ou transversales.

- Ondes de plaque ou ondes de Lamb : se propagent dans les matériaux en forme de

plaque.

Elles correspondent à la superposition de deux ondes transversales ou longitudinales

se réfléchissant successivement sur les faces supérieures et inférieures de la plaque.

Ces ondes ont chacune une vitesse de propagation qui leur est propre et qui dépend du

matériau étudié. Les vitesses moyennes de propagation dans les aciers des ondes

longitudinales, transversales et de surface sont données dans le tableau I-4 :

Tableau I- 4 : Vitesses moyennes de propagation des ondes dans les aciers

Matériau VLONGITUDINALE VTRANSVERSALE VSURFACIQUE

Acier 6100 m/s 3240 m/s 3000 m/s


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La propagation des ondes à travers le matériau modifie continuellement l’énergie de

dissipation ainsi que le spectre de fréquence. Cela est dû à la somme de réflexions et

d’absorptions des ondes dans le matériau qui modifient l’énergie et la fréquence.

Le signal reçu est également modifié par l’ensemble des éléments constituant la chaîne

d’acquisition.

Le signal fourni par la chaîne d’acquisition est le produit de convolution de trois fonctions de

transfert tel défini ci-dessous [Bellenger, 2002]:

V(t) = S(t) * G(t) * R(t) * H(t) (45)

S(t) : expression du signal tel que la source le génère.

G(t) : appelée fonction de Green. Elle représente la réponse impulsionnelle du milieu. Elle

rend compte des modifications de l’onde tout au long de son parcours entre la source et le

capteur.

R(t) : fonction de transfert propre du capteur.

H(t) : fonction de transfert propre au système d’acquisition. Elle prend en compte les

modifications induites par les pré-amplificateurs et l’application des différents filtres

fréquentiels.

4.2.3. Influence du milieu

Suivant le milieu dans lequel se trouvent les ondes, leur propagation sera différente. Dans le

cas du Génie Civil, la porosité du béton est un paramètre déterminant sur la vitesse de

propagation des ondes. Plus le béton sera compact, plus la vitesse sera élevée.

La taille des granulats et les différentes interfaces entre la pâte de ciment et les granulats et

l’armature ont également une influence.

4.3. Analyse des données enregistrées par émission acoustique

4.3.1. Analyse temporelle

La méthode la plus courante et la plus simple est de suivre dans le temps les différents

paramètres tels que le nombre de coups, l’amplitude, le nombre de salves et un autre

paramètre qui peut être mécanique (contrainte, charge, …) ou physique (température,

potentiel, …). L’étude de l’émission acoustique a été réalisée sur de nombreux matériaux


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comme les bétons, les alliages, les aciers et donnent lieu à divers articles. Mais la plupart des

essais ne se déroulent pas dans les mêmes conditions de tests et les paramètres d’émission

acoustique sont différents d’une étude à l’autre,… Toutefois, il est possible de définir une

chronologie de l’endommagement des bétons pendant un essai [Thummen, 2004].

4.3.2. Analyse muti-paramétrique

Une autre méthode consiste à tracer un paramètre en fonction d’un ou deux autres. Des

exemples issus de la bibliographie sont présentés ci-après [Miinshiou,1998] :

L’émission acoustique est utilisée pour surveiller la formation de défaut et de fissures dans les

matériaux. Une analyse multi-paramétrique montre la corrélation entre l’effort appliqué sur le

matériau ou la contrainte et le nombre de coups cumulés issus des salves enregistrées en 2D

(figure I-17).

Figure I- 17 : Courbe de contrainte et d’événements acoustiques en fonction de l’effort

appliqué

La figure suivante montre la corrélation entre trois paramètres, l’effort, les cycles et les

événements acoustiques en 3D (figure I-18).


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Figure I- 18 : Tracé en trois dimensions des événements acoustiques, des cycles et des

contraintes

Cela permet de corréler des paramètres supposés indépendants les uns des autres à partir d’un

même événement.

4.3.3. Analyse statistique

Diverses méthodes, notamment mathématiques [Johnson, 2002] permettant l’étude des

données enregistrées et leur analyse statistique en prenant en compte plusieurs paramètres

extraits des salves. Il est nécessaire d’avoir à notre disposition plusieurs méthodes permettant

de définir les ressemblances ou les différences entre toutes les données à partir de plusieurs

paramètres. La séparation de critères de reconnaissance, à partir de l’ensemble des données

fournies, est le principe de la plupart des disciplines telles que l’analyse des données

météorologiques, la reconnaissance d’écriture, etc…[Shaira, 2006].

En émission acoustique, les techniques d’analyse statistique permettent de différencier les

signaux et de les classer en prenant en compte l’ensemble des paramètres [Ohtsu, 1987].

L’utilisation de telles méthodes apportent des informations sur la signature acoustique des

différents mécanismes sources dans les matériaux. La technique de classification sur les

bétons a été utilisée [Thummen, 2004]. On rencontre deux méthodes de classification. Une

des méthodes dite supervisée nécessite un jeu de données déjà identifié, à savoir que les

classes sont déjà connues, permettant de construire le modèle. L’autre méthode dite non

supervisée ne possède aucun modèle ou classes connus. Ces méthodes utilisent des

algorithmes permettant de réduire les données puis identifie les classes par la représentation


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graphique comme l’analyse en composantes principales.

4.4. Les applications actuelles de l’émission acoustique en Génie Civil

Cette technique peut être exploitée dans le cadre de contrôle non destructif tant en

installations industrielles [Fleischmann, 1992] qu’en caractérisation des matériaux [Rouby,

1985] et [ Jaubert, 2004]. Elle se développe de plus en plus dans le domaine de la corrosion.

Elle présente des avantages par rapport aux méthodes classiques d’estimation de

l’endommagement [Rothea, 1990] comme la représentation directe du phénomène qui se

produit à la surface du métal et également en terme de suivi d’un endommagement puisqu’il

s’agit d’une méthode de monitoring. De plus, elle permet de déterminer le moment où la

corrosion débute et d’en estimer la sévérité de l’endommagement [Jaubert, 2004].

La technique d’émission acoustique a malgré tout des limites. Elle ne détecte que les

événements évolutifs. Il faut soit un enregistrement en continu soit un enregistrement par

événements en choisissant correctement le seuil de détection.

Les principaux domaines d’application sont les:

• matériaux et structures dans le transport (contrôle des installations ferroviaires, …)

• équipements et installations industrielles (contrôle des structures porteuses,

surveillance de la corrosion, détection et localisation des fuites, …)

• ouvrages d’art (auscultation et surveillance des câbles ; suivi des structures

métalliques, contrôle de la fissuration des structures en béton, …)

Les applications actuelles de l’Emission Acoustique visent principalement le comportement

des matériaux comme le métal, les roches, le béton. Cela concerne la propagation des fissures,

la fatigue, la corrosion et la corrosion sous contrainte, la fracture de fibres et la délamination.

L’Emission Acoustique est également utilisée pour le contrôle durant le processus de

fabrication, c’est-à-dire la détection de défauts tels que les pores, inclusions, les différentes

phases et procédés de transformation du métal et d’autres alliages.

Enfin, l’EA permet d’effectuer le suivi des structures métalliques, des pipelines, des câbles,

des ponts, des barrages, et de détecter une fuite.


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4.4.1. Fissuration du béton (endommagement)

Une des applications du génie civil est le suivi de l’évolution des fissures dans le béton.

L’émission acoustique peut être générée par différents mécanismes tels que la

microfissuration, le mouvement de dislocation, la phase de transformation et d’autres

changements irréversibles dans le matériau. La fissuration est un phénomène responsable du

mouvement rapide d’atomes, qui génère les ondes d’émission acoustique. Elle génère des

ondes très énergétiques qui sont à l’origine d’une forte activité acoustique.

De nombreuses études ont été effectuées dans le cadre d’un diagnostique sur la détérioration

de la structure du béton. L’émission acoustique peut aussi être générée par l’ouverture, la

fermeture ou le frottement des fissures qui sont produites lors de la dilatation ou de la

contraction du béton [Ohtsu, 1998].

Lorsque le béton est soumis à un chargement, il se crée des contraintes à l’intérieur de la

structure en béton. L’activité acoustique enregistrée lors d’un essai de compression uniaxial

sur un corps d’épreuve montre que les paramètres issus de la forme d’onde comme

l’amplitude, la durée de la salve augmente et croît très rapidement avant la fissuration [Ohtsu,

1999]. D’autres études sur l’évaluation de l’intégrité structurelle des structures en béton armé

ont été menées et les mesures effectuées sur des poutres en béton sous chargement indiquent

que l’initiation des micro-fissures précoces de tension, des fissures principales sont clairement

détectées et identifiées par les mesures faites par émission acoustique. Les micro-fissures ont

des niveaux d’amplitude de l’ordre de 40 à 60 dB alors que les fissures principales sous une

charge de 38,2 kN produisent des salves avec des amplitudes très élevées de l’ordre de 80 dB

[Yuyama, 1998]. De même, Golaski démontre que les événements acoustiques croissent en

même temps que le chargement [Golaski, 2004].

Une autre application de l’émission acoustique est la localisation des événements acoustiques

dans une poutre en béton armé, ici un cube de 20*20*20 armé d’une tige en métal et soumis à

l’arrachement [Grösse, 2006] (figure I-19). Les événements en rouge sont ceux que l’on

rencontre au début du test tandis que les événements en violet sont ceux que l’on rencontre à

la fin du test.


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Figure I- 19 : Localisation des événements acoustiques [Grösse, 2006]

4.4.2. Rupture de câbles

L’auscultation des ponts suspendus ou à haubans par la technique d’émission acoustique est

une des applications de l’EA en génie civil. Par cette technique, il est possible de détecter la

présence de fils rompus dans les ancrages de câbles mono torons multicouches [Gaillet,

2004]. La rupture d’un câble est génératrice d’ondes et très énergétique et peut donc

facilement être détectée par le système d’émission acoustique. Outre les paramètres comme

l’amplitude, les coups ou l’énergie qui permettent de différencier les événements liés à la

rupture d’un fil des autres événements, la répartition fréquentielle est également un bon

indicateur. Il est constaté que la répartition fréquentielle est très dispersée sur un câble

endommagé par rapport à un câble sans défauts. Cette dernière est centrée sur 350 kHz

[Gaillet, 2004].

Une autre des applications de l’émission acoustique est la télésurveillance, mise au point par

le laboratoire Central des Ponts et Chaussées, des câbles de précontrainte. Des capteurs

détectent la moindre rupture de fil et l’information est transmise, localisant l’évènement.

Plusieurs capteurs sont positionnés sur une poutre à mi-travée et sur les zones d’about de

poutre. Le dispositif d’alerte permet de prévenir dès qu’un événement ou fil rompu est


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détecté. Les alertes étaient de différents niveaux suivant le nombre d’événements et la

fréquence à laquelle les événements se répétaient [Tessier, 2005] (figure I-20).

Figure I- 20 : Principe du système mis au point par le LCPC/ MACOA [Tessier, 2005]

4.4.3. Fuites

Une des principales applications industrielles de l’émission acoustique est le contrôle des

équipements métalliques sous pression et des réservoirs de stockage.

La législation sur l'environnement limite les émissions de produits chimiques et

pétrochimiques dans l'atmosphère ou les sols. Des études ont été menées sur les possibilités

d'utiliser l'émission acoustique pour détecter et mesurer ces émissions fugitives. Mais les

premiers résultats montrent que l'émission acoustique classique est difficilement transférable

aux faibles débits considérés. En revanche, des méthodes acoustiques alternatives comme la

méthode photo acoustique (conversion de l’énergie lumineuse absorbée par un échantillon en

énergie thermique créant un signal acoustique) ou nez acoustique semblent prometteuses

[Caron, 2004].

Cette technique est déjà exploitée sur sites. D’autres études sur site ont démontré que le

diagnostic à l’aide de l’émission acoustique permet de localiser une fuite ponctuelle sur le

fond d’un réservoir pétrolier [Proust, 2002].

4.4.4. Injection de coulis

L’injection de coulis dans les microfissures des ouvrages en béton des barrages est délicate et

peut entraîner la propagation des fissures. Le suivi en temps réel des injections au moyen de

l’émission acoustique est préconisé. Les signaux acoustiques détectés sont dus aux


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accélérations et décélérations du produit injecté et aux mécanismes résultant des variations de

pression et de débit du fluide, c'est-à-dire l’ouverture et la fermeture de la fissure [Rhazi,

1993].

4.4.5. Corrosion des armatures

L’Emission Acoustique représente pour la corrosion une méthode de contrôle non destructif

permettant la détection, la localisation, l’évaluation et le suivi de la dégradation des métaux.

Les conséquences qui résultent de la corrosion sont bien connues et les moyens et techniques

mis en œuvre pour les réparer sont onéreux. L’application d’un contrôle par émission

acoustique permet de détecter les endommagements soit des revêtements de protection

comme le cloquage, la mise à nu du métal soit du métal lui-même.

L’utilisation de la technique d’émission acoustique peut permettre de comprendre et de

caractériser les mécanismes d’amorçage et de propagation de la corrosion. L’émission

acoustique est également utilisée conjointement aux mesures électrochimiques pour la

détection de l’endommagement de matériaux métalliques et du décollement de leurs

revêtements.

La méthode reste assez qualitative et une écoute à l’aide de l’émission acoustique ne peut

donner des résultats que si d’une part les conditions d’essai sont rigoureusement respectées et

d’autre part si l’historique de la structure est parfaitement connu. La méthode ne peut détecter

que des sources actives comme la corrosion [Caron, 2004]. Pour l’instant, il existe peu de

retour d’expérience sur site.

Cette technique est toutefois déjà exploitée sur sites et a démontré que le diagnostic à l’aide

de l’émission acoustique permet de déterminer l’état de corrosion active [Proust, 2002].

Deux grandes séries d’études ont été réalisées pour déterminer la corrosion des aciers, la

première sur des aciers à nu et la deuxième sur des armatures coulées dans le béton.

Actuellement, l’émission acoustique est une technique potentiellement exploitée pour l’étude

de l’influence de l’hydrogène sur la corrosion sous contrainte mais aussi pour l’étude des

phénomènes de fragilisation par hydrogène des structures en acier. De nombreuses études en

laboratoire ont été effectuées par Yuyama afin de déterminer les caractéristiques acoustiques

des différents événements sources [Yuyama, 1986].

L’émission acoustique est une technique applicable dans le cas du suivi de la corrosion

uniforme [Rettig, 1976]. De nombreuses expériences sur des barres de fer plongées dans de


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l’acide ont été réalisées. Une relation entre l’activité acoustique et la vitesse de corrosion

estimée avait été trouvée.

Zakharov l’a également démontré pour des barres dans des solutions fortement acides, en

remarquant que le nombre de salves par minute évolue de la même façon que la vitesse de

corrosion [Zakharov, 1978].

Une étude réalisée par Fenn et Condello sur la corrosion d’aciers doux dans un milieu salin

aéré formant une couche d’hydroxyde ferrique en surface [Fenn, 1986] a établi des signatures

acoustiques pour deux produits de corrosion Fe2O3 et Fe3O4. Il est relevé une amplitude de 0,5

à 1 V avec une fréquence de 40 à 90 kHz pour Fe2O3 et une amplitude de 0,5 à 4 V avec une

fréquence de 350 à 400 kHz pour Fe3O4.

De nombreuses études sur des corps d’épreuve en béton armé ont été menées. Les expériences

ont démontrées que des niveaux mesurables d’émission acoustique se produisent et peuvent

être enregistrées même lors d’exposition corrosive libre du béton armé [Weng, 1982].

Plusieurs signaux acoustiques sont détectés lors de la corrosion d’armatures dans le béton

immergé dans une solution contenant des chlorures. Ils peuvent être attribués à l’infiltration

du milieu à travers la porosité ou à des micro-fissures [Idrissi, 2005]. Pour accélérer le

processus de corrosion des armatures dans le béton armé, les corps d’épreuve sont immergés

dans des solutions contenant des chlorures de l’ordre de 5% et un courant, dont la densité est

d’au moins 100 µA/cm2, est imposé [Austin et al, 2004]. L’habilité de l’émission acoustique

à détecter la corrosion apparaît clairement. Les signaux enregistrés montrent une amplitude de

80 à 90 dB ceux attribués à la corrosion et une amplitude très faible de l’ordre de 40 à 50 dB

pour les signaux dus au bruit de fond [Austin et al, 2004].

De nouvelles études utilisant des méthodes électrochimiques et le suivi par émission

acoustique montrent la corrélation entre l’évolution du potentiel de corrosion et le nombre

d’événements acoustiques enregistrés [Ohtsu, 2007].

L’émission acoustique reste une technique de contrôle non destructif capable de détecter tout

endommagement actif et suffisamment énergétique.


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Chapitre II : Développement d’une méthodologie

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CHAPITRE II:

DÉVELOPPEMENT D’UNE

MÉTHODOLOGIE


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1. Introduction

La revue bibliographique a permis de constater la faisabilité du suivi par émission acoustique

d’endommagements tels que la fissuration du béton, la déformation sous chargement ou la

corrosion sous contrainte, c’est-à-dire des événements très énergétiques. Qu’en est-il du suivi

de la corrosion uniforme ou par piqûre? Des développements, visant à obtenir un essai de

corrosion accélérée reproduisant des conditions les plus proches possibles de la corrosion

naturelle, sont présentés dans ce chapitre. Cet essai a pour but d’accélérer le phénomène, de

quantifier la corrosion par des méthodes électrochimiques, d’isoler les mesures d’EA qui

proviennent de la corrosion, d’effectuer une étude paramétrique et d’obtenir des modèles de

calibration liés à l’électrochimie et à l’EA. En s’illustrant d’études précédentes, différents

types d’essai de corrosion des armatures dans le béton sont analysés. A chaque fois, la

sensibilité de l’émission acoustique à la caractérisation de la corrosion est testée. D’autres

techniques de suivi de la corrosion sont mises en œuvre parallèlement afin de pouvoir en

corréler les résultats avec le suivi des événements acoustiques.

La première partie de ce chapitre concerne la présentation des différents dispositifs mis en

œuvre pour le développement d’un essai de corrosion accéléré ainsi que les matériaux utilisés

lors des études expérimentales et les différents matériels et techniques utilisés pour le suivi de

la corrosion. On s’est attaché à expliquer les choix concernant aussi bien la configuration des

éprouvettes que les paramètres nécessaires à l’acquisition des salves.

La deuxième partie de ce chapitre est consacrée à la méthodologie des essais de

développement accéléré de la corrosion et au test de la sensibilité de l’émission acoustique.

En utilisant deux environnements agressifs pour l’armature tels que la présence de chlorures

dans le béton ou sa carbonatation, le courant imposé est suffisamment élevé pour accélérer la

corrosion et se rendre compte de l’aptitude de l’émission acoustique à détecter les événements

relatifs à la corrosion. Le courant est progressivement diminué, l’objectif étant d’obtenir un

courant de corrosion le plus proche possible de celui rencontré dans les structures en béton

armé. Pour chaque essai, l’activité enregistrée par les capteurs est vérifiée et analysée.

La dernière partie de ce chapitre est consacrée à la présentation des critères de choix qui ont

conduit à la définition de l’essai de corrosion accélérée à « courant libre » et à sa description.


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2. Dispositifs expérimentaux

2.1. Matériaux

2.1.1. Béton

Pour se rapprocher le plus de la corrosion naturelle in situ et contrairement aux diverses

études de la littérature, il n’a pas été introduit de NaCl dans le béton au moment du malaxage.

En effet, généralement, pour dépassiver l’armature, 1 à 5% de NaCl par poids de ciment sont

ajoutés à l’eau de malaxage [Austin et al, 2004], [Zongjin et al, 1998], [El Maaddawy et al,

2003]. Mais ce pourcentage assez élevé de chlorures dans la pâte de ciment ne répond pas à la

norme et le choix de ne pas introduire de chlorure dans le béton s’est imposé. On utilise

volontairement un béton poreux, de façon à faciliter la pénétration des agents agressifs. Un tel

milieu de faible compacité est également défavorable à la transmission des ondes acoustiques.

D’après Austin et Lyons, certains paramètres du béton influencent les mesures de l’émission

acoustique, comme par exemple la porosité du béton [Austin et al, 2004]. Comme précisé ci-

après, le fort rapport eau sur ciment utilisé ici (0,78) confère au béton une porosité élevée

(14,8 %) ce qui nous place dans une situation contraignante pour étudier la sensibilité de

l’émission acoustique, les ondes se propageant moins bien dans un béton fortement poreux

(faible compacité) que dans un béton peu poreux (forte compacité).

Mais si cette sensibilité est avérée dans ces conditions elle le sera également dans un

environnement mettant en œuvre un béton de plus grande compacité.

La composition du béton est donnée ci-après :

• Ciment portland CEM 1 52.5 R: 280 kg/m3

• Sable roulé de Garonne 0/4: 854.4 kg/ m3

• Gravillon roulé de Garonne 4/10: 1068.2 kg/m3

• Eau : 218 litres

• E/C = 0,78 ;

2.1.2. Acier

Deux types d’acier ont été retenus, l’acier écroui (Haute Adhérence) et l’acier doux (rond

lisse). L’acier doux a été retenu pour les derniers essais de corrosion par carbonatation du

béton afin d’avoir une surface à polariser bien nettoyée, sans aspérité, et de manière à pouvoir


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plus aisément évaluer la surface à corroder, élément nécessaire au calcul du courant de

corrosion par la loi de Faraday (perte de masse). Les barres d’acier sont nettoyées à la brosse

métallique puis recouvertes d’une résine époxy anti-rouille sur une grande partie de

l’armature y compris sur la partie située à l’extérieur du béton. Cela permet d’obtenir une

surface déterminée à polariser, permettant ainsi de contrôler le courant de corrosion. Pour

chaque barre d’acier, le poids est relevé avec une précision d=0,01g avant l’application de la

peinture anticorrosion et après l’application de celle-ci.

2.2. Description des essais de corrosion accélérée

2.2.1. Introduction

L’objectif des différents essais menés pour cette étude est de déterminer un essai de corrosion

accélérée dont la densité de courant est proche de la corrosion naturelle inférieure à 10

µA/cm2 et « la potentialité » de l’émission acoustique à détecter de l’activité dans le béton due

à la corrosion.

De nombreuses études ont démontré que l’émission acoustique détectait la corrosion pour des

courants de 100 µA/cm2 (tableau II-1). C’est pourquoi nous avons commencé les essais en

appliquant un courant de 100µA/cm2 sur des corps d’épreuve immergés dans une solution

avec des chlorures afin de vérifier si d’une part l’armature se corrodait et si d’autre part des

événements acoustiques étaient enregistrées nous permettant le paramétrage acoustique. Ces

essais à forte densité de courant de corrosion engendrent des fissurations qui ne sont pas

représentatifs d’une corrosion in situ et qui sont loin de l’objectif que nous nous sommes

fixés, à savoir détecter la corrosion précoce induisant de faibles courants de corrosion de

densité inférieure à 10 µA/cm2 en accord avec les études réalisées in situ (I.4.4.5).

D’autres types d’essais ont donc été réalisés en utilisant une solution électrolytique moins

agressive, en initiant la corrosion par dépassivation de l’armature par carbonatation du béton

et en faisant diminuant progressivement la densité de courant de corrosion.


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Tableau II- 1 : Etudes des principaux essais de corrosion accélérée

Initiation

(dépassivation de l’acier)

Propagation Auteurs

Solution à 5% NaCl sur une éponge

Courant anodique de 100 µA/cm2. 2 semaines d’essai

[Austin et al, 2004]

5% NaCl mis dans le béton

Courant anodique 100 à 500 µA/cm2.

[El Maaddawy, 2003]

2 à 3 % de CaCl2 dans le béton. e=0,7 cm.

Courant anodique 10 à 100 µA/cm2. Durée de l’essai : 1 mois

[Gonzalèz et al, 1995]

Béton avec ajout de CaCl2

e= 10 mm Solution à 5% de NaCl. Fissure après huit à dix heures d’essai. Durée de l’essai : 1 semaine

[Petre-Lazar, 2000]

3% NaCl mis dans la solution

Courant anodique variable et sous chargement cyclique.

[Shah et al, 2000]

Sel Cycles séchage/ humidification

15% NaCl Durée de l’essai : 3 semaines/ 1 mois

[Zdunek et al, 1995]

NaCl dans béton NaCl 6% ; détérioration

[Idrissi, 2005]

2.2.2. Essais avec courant imposé

2.2.2.1. Description des corps d’épreuve

Les éprouvettes confectionnées sont des cylindres de manière à obtenir une corrosion

uniforme radiale (type 1 et type 2).

Type 1 :

Comme le montre la figure II-1, les corps d’épreuve sont des cylindres de béton de 110 mm

de diamètre et de 110 mm de hauteur dans lesquels nous avons positionné des ronds lisses en

acier de 25 mm de diamètre. L’enrobage e>40 mm recommandé par la norme NF EN206-1

[AFNOR, 2000] correspond aux conditions les plus défavorables vis-à-vis de la pénétration

des agents agressifs et donc à l’enrobage réglementaire maximal rencontré dans les structures

en béton armé. Dans ce cas, le développement de la corrosion d’une armature et la

propagation des ondes dues à la corrosion dans le béton d’enrobage sont plus difficiles. Cela

permet de vérifier la sensibilité des capteurs à la détection de la corrosion de l’acier dans le

béton dans les conditions les plus défavorables.


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Figure II- 1 : Schéma de l'éprouvette de type 1

Ces corps d’épreuve serviront essentiellement aux essais avec chlorures et aux essais

permettant de déterminer les différents paramètres influents sur l’émission acoustique.

Type 2 :

Comme le montre la figure II-2, les corps d’épreuve sont des cylindres de béton de 60 mm de

diamètre et de 110 mm de hauteur dans lesquels nous avons positionné des HA 10 afin

d’avoir un enrobage de 25 mm.


Comme cela a été expliqué dans le chapitre I, de manière à réduire le temps de carbonatation

du béton, à faciliter la pénétration des chlorures jusqu’à l’armature et à diminuer le temps

d’initiation de la corrosion, l’épaisseur d’enrobage a été diminuée tout en respectant la norme

NF EN 12696 [AFNOR, 2000] (e = 1,5 à 3 cm, enrobage en environnement courant

extérieur).

Armature D=10 mm Cylindre D= 60 mm 25 mm

Armature D = 25 mm

mm

Cylindre D = 110 mm

42,5 mm


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2.2.2.2. Application du courant

La propagation de la corrosion est accélérée par la méthode suivante. Cette méthode consiste

à imposer une tension entre l'armature d'une éprouvette en béton armé et une contre-électrode

en Ti-Ru, placée à l'extérieur de l’échantillon en béton armé. L'armature travaille dans la

région de potentiel anodique pour accélérer la formation des produits de corrosion.

Pour imposer un courant et maîtriser sa valeur, le schéma figure II-3 a été adopté. Cela permet

de contrôler le courant anodique et de vérifier sa valeur par le calcul de perte de masse. On

assimile l’éprouvette béton à un système composé de deux électrodes et d’une résistance

pouvant varier. La résistance variable permet de stabiliser le courant dès que la résistivité du

béton diminue d’une part due à l’immersion et d’autre part due aux produits de corrosion.

L’armature dite électrode de travail est connectée au pôle positif du générateur tandis que la

contre-électrode en titane placée autour de l’éprouvette est connectée au pôle négatif du

générateur. Le système est plongé dans une solution électrolytique pour diminuer la résistivité

du béton et favoriser la corrosion de l’armature. La connexion à l’armature est protégée par un

gel empêchant sa corrosion.

Figure II- 3 : Schéma de principe électrique

Pour la suite, le système équivalent à la figure II-3 sera représenté de façon simplifiée comme

ci-après (figure II-4).

-

Rbéton

Electrode de travail

Contre-Electrode R i

Gén. + A -

+ _

+

-

e-

i

e-


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Figure II- 4 : Cellule de corrosion par courant imposé

2.2.2.3. Essais en milieu chloré

Pour pouvoir initier la corrosion de l’armature lors des essais, il a été choisi de dépassiver

l’armature en plaçant les corps d’épreuve dans une solution électrolytique composée d’eau du

robinet avec 5% de NaCl afin d’obtenir une corrosion localisée par piqûre.

Les corps d’épreuve, de type 1 et de type 2, sont placés en cure humide pendant 28 jours, puis

stockés à 20°C et 60% d’hygrométrie au minimum pendant trois jours avant d’être testés.

Puis, au moment du test, ils sont placés dans la solution électrolytique chlorée. Afin de ne pas

perturber l’essai par un échange hydrique entre le milieu extérieur et le milieu intérieur et de

s’affranchir des bruits dus à l’immersion et au séchage, un système de goutte à goutte est mis

en place permettant de maintenir un niveau d’eau constant (figure II-5).

Figure II- 5 : Remplissage en continu de solution chlorhydrique

Solution électrolytique

Béton

Armature ANODE

Contre-électrode CATHODE

e-

+ _

+ -

e

Solution NaCl


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2.2.2.3.1. Essai de type Chl-I

L’essai consiste à immerger les corps d’épreuve de type 1 ou de type 2 dans la solution

chlorée pour initier la corrosion par la pénétration des chlorures dans le béton jusqu’à

l’armature, comme le montrent les figures II-6 et II-7. Après 24 heures d’immersion dans la

solution contenant les ions chlorures, on impose un courant entre l’anode et la cathode

correspondant à une densité de courant de l’ordre de 100 à 125 µA/cm2 assurant la

propagation de la corrosion. Puis on diminue le courant par palier de 25 µA/cm2 jusqu’à

obtenir une densité de courant de 10 µA/cm2. On souhaite ainsi se rapprocher de la corrosion

naturelle [Andrade , 1991]. Cela correspond à un courant de corrosion très élevé et va

permettre de s’assurer de la potentialité de l’émission acoustique à détecter cette forte

corrosion.

Figure II- 6 : Coupe partielle de principe de la cellule de corrosion

Figure II- 7 : Photo de la cellule de corrosion

Solution électrolytique à 5% de NaCl

Béton D=11cm

Acier HA D=25 mm

Capteur

Contre-électrode

+ - e-


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La durée de l’essai varie entre 1 semaine et 3 mois. Cette variation est due:

• à différentes densités de courant provoquant une corrosion plus ou moins élevée

sur une à plusieurs semaines.

• au suivi de l’évolution de la corrosion à différents stades.

Les principales caractéristiques de l'essai sont résumées dans le tableau II-2 ci-après:

Tableau II- 2 : Caractéristiques de l'essai

Durée : 1 semaine à 3 mois environ

Corps d'épreuve: Type 1 et 2

Solution électrolytique: H2O + 5% NaCl pour un environnement agressif.

Potentiel imposé: 1,6 V pour un courant variable de 4mA à 0,4 mA.

Température de la pièce: 20 °C ; 60% HR

En milieu d'anaérobie, il y a un manque d'oxygène nécessaire au développement de la

corrosion. Le degré de saturation du béton a aussi une part importante dans le processus de

corrosion. Cela influence la diffusion de l'oxygène. En effet, dans le cas de structures en béton

armé totalement immergées dans l'eau, le taux de corrosion étant contrôlé par l’oxygène

fourni, la corrosion se développe très lentement. Pour nos essais, le niveau de la solution est

maintenu au 2/3 de la hauteur des éprouvettes. Ainsi la surface du corps d’épreuve bien que

non totalement immergé mais hydraté par capillarité, est en contact avec le milieu extérieur,

ce qui permet de fournir l’oxygène nécessaire.

2.2.2.3.2. essai de type Chl-E

L’essai Chl-I précédent a été mené sur plusieurs corps d’épreuve qui n’ont pas tous subi de

corrosion, par manque d’oxygène. En accord avec les études de Austin et Lyons, une autre

solution consiste à placer l’éprouvette béton sur une éponge placée au contact de la solution

contenant 5% de NaCl [Austin et al, 2004]. Le but est de garantir l’oxygène nécessaire à

l’initiation du processus de corrosion. On laisse le béton s’imbiber par capillarité de manière à

ne pas avoir une résistivité du béton trop élevée qui empêcherait le courant de circuler. Ces

corps d’épreuve sont suivis par émission acoustique pendant 24 heures sans courant, puis un

courant de 100 µA/cm2 environ est imposé durant une semaine (figures II-8 et II-9).


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Figure II- 8 : Cellule de corrosion

Figure II- 9 : Photo de l’éprouvette dans la

cellule de corrosion

2.2.2.4. Essais en milieu carbonaté

Pour pouvoir initier la corrosion de l’armature, il a été choisi de dépassiver l’armature par

carbonatation du béton pour obtenir une corrosion uniforme. Pour augmenter le temps de

profondeur de carbonatation du béton, la norme impose un temps de cure humide de 28 jours.

C’est pourquoi, il a été choisi une période initiale de cure humide de 7 jours, en vue

d’accélérer la carbonatation du béton [Cengiz, 2002], [Neville, 2001] expliqué au chapitre I.

.2.2.2.3.

Pour les éprouvettes cylindriques de type 1, la carbonatation a lieu pendant 3 à 4 mois,

l’enrobage étant de 4,5 cm. Pour les éprouvettes cylindriques de type 2, l’enrobage étant

réduit à 2,5 cm afin de diminuer le temps nécessaire à la carbonatation, la carbonatation dure

2 mois.


à 5% de NaCl

Béton

D=11cm

Capteur

Contre -électrode

+ -

e-

éponge

R


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Puis les corps d’épreuve sont placés dans une cellule de carbonatation accélérée (50% de

CO2, 20°C, 65% d’HR) pendant 2 mois et demi et enfin en chambre climatisée à une

température de 20°C et une humidité relative de 60% avant d’être testés.

2.2.2.4.1. Essai de type Car-I

Une fois l’armature dépassivée et l’initiation de la corrosion réalisée, la corrosion est amorcée

en appliquant un courant de 100 µA/cm2 puis l’on diminue le courant de corrosion à 10

µA/cm2 pendant 3 semaines et à 0 µA/cm2 pendant deux à trois semaines (figure II-10).

Figure II- 10 : Schéma de l’essai de corrosion accélérée

Une série de corps d’épreuve sera fendue après avoir imposé une densité de courant de 100

µA/cm2 pendant une semaine et 10 µA/cm2 pendant une semaine. Une autre série sera fendue

après application d’une densité de courant de 100 µA/cm2 pendant une semaine, de 10

µA/cm2 pendant trois semaines et de 0 µA/cm2 pendant trois semaines afin de suivre

l’évolution de la corrosion.

2.2.2.4.2. Essai de type Car-E

Pour les mêmes raisons décrites dans le cas de l’essai Chl-E, l’armature étant dépassivée par

carbonatation du béton d’enrobage, il est nécessaire qu’il y ait de l’eau et de l’oxygène pour

que la corrosion se propage. Les corps d’épreuve sont placés sur une éponge dans une

solution électrolytique composée d’eau du robinet pendant 48 heures. Puis, on impose un

Solution électrolytique à 5% de NaCl

Béton D=7 cm

Acier HA D=10 mm

Capteur

Contre-électrode

e-


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courant de l’ordre de 100 µA/cm2 et on le diminue jusqu’à 10 µA/cm2. L’essai est arrêté au

bout de six semaines. Contrairement à certains essais où la contre-électrode est immergée

dans la solution électrolytique [Austin et al, 2004] et aux essais réalisés sur éponge avec

chlorures (essai Chl-E), celle-ci est placée radialement autour de l’éprouvette béton et en

contact avec la solution électrolytique (figure II-11).

Figure II- 11 : Schéma de principe de la cellule de corrosion

2.2.3. Essai avec courant galvanique : essai de type G-Car

2.2.3.1. Description des corps d’épreuve

Type 3 :

Les corps d’épreuve sont composés de deux barres d’acier espacées de 40 mm à 70 mm

(Figure II-12). L’enrobage est de 15 mm tout autour de la barre qui sera corrodée.


Les corps d’épreuve sont carbonatés comme il est décrit au II.2.2.2.4 mais la durée en

chambre de carbonatation n’est que d’un mois et demi, l’enrobage étant de 15 mm seulement.

Pour cet essai, seule une partie de l’éprouvette est protégée de la carbonatation par un papier

15 mm

D=25 mm 40 à 70 mm


Béton D=11cm

Acier HA D=25 mm

Capteur vers EA

Contre-électrode

+ -

e-

éponge

R

15 mm


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aluminium adhésif empêchant ainsi l’air et le CO2 de pénétrer à l’intérieur du béton de

manière à ne pas dépassiver la barre d’acier servant de cathode (figures II-13 et II-14).

Figure II- 13 : Zone de carbonatation et dimensions d’une éprouvette

Figure II- 14 : Photo des éprouvettes protégées pour la carbonatation

2.2.3.2. Description de la cellule de corrosion

Le corps d’épreuve de type 3 décrit ci-dessus est immergé dans de l’eau jusqu’au 1/3 de la

hauteur de l’éprouvette. Les deux barres sont connectées entre elles par l’intermédiaire d’un

fil électrique. Une résistance est placée en série de manière à pouvoir suivre le courant de

corrosion et ne pas perturber le phénomène de corrosion par courant galvanique (figure II-15).

Les deux armatures sont connectées entre elles. Le courant est provoqué par la différence de

potentiel créée entre l’anode et la cathode. Le déséquilibre entre les deux armatures qui ne

sont pas au même potentiel crée un champ électrique à l’origine du courant galvanique. Le

béton armé est immergé dans une solution qui décroît la résistance électrique du système et

permet ainsi au courant de circuler. La circulation du courant provoque la circulation des

140 mm

Φ=25 mm

15 mm

Zone protégée contre la

pénétration du CO2

10

0 m

m

15

mm

4

0 m

m

45à 70 mm

Zone

carbonatée

Acier nu

cathode

Acier nu

anode


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électrons qui génère le processus de corrosion.

Pour le suivi par émission acoustique, le capteur est placé sur le béton.

Figure II- 15 : Cellule de corrosion par courant galvanique

2.2.4. Récapitulatif des essais

L’ensemble des essais réalisés est donné dans le tableau II-3.

Tableau II- 3 : Caractéristiques des essais avec courant

Type d’

éprouvette

Dépassivation

par chlorure

Dépassivation par

carbonatation

Avec courant

imposé

Avec courant

galvanique

Chl-I 1 ou 2 X X

Chl-E 1 ou 2 X X

Car-I 2 X X

Car-E 2 X X

G-Car 3 X X

Cat

hode

Ano

de

Solution H20

R


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2.3. Système d’émission acoustique

2.3.1. Description de la chaîne d’acquisition

Le dispositif d’acquisition d’émission acoustique utilisé est composé de capteurs

piézoélectriques résonants d’émission acoustique, de pré-amplificateurs, d’une carte

d’acquisition et d’un logiciel permettant de visualiser les paramètres des salves. Ce système

est de type DISP-4, développé par Physical Acoustic Corporation (figure II-16).

1 : capteurs 150 KHz 2 : préamplificateur 40 dB

3 : carte PCI-DSP4 4 : ordinateur

Figure II- 16 : Schéma de principe du dispositif

Préalablement à toute acquisition, il est nécessaire de déterminer les différents éléments

constituant la chaîne d’émission acoustique. Suivant le matériau (acier ou béton) sur lequel le

capteur est collé, les paramètres d’acquisition acoustique sont également à déterminer.

2.3.2. Eléments constitutifs de la chaîne d’EA

2.3.2.1. Capteurs

Les capteurs utilisés dans ce travail sont de deux types :

• R15

• WD 80

Les capteurs de type R15 résonant ont une fréquence caractéristique de 150 KHz. Ils ont une

plus grande sensibilité et une meilleure résolution à cette gamme de fréquence.

Les capteurs de type WD 80 différentiel sont à large bande (100 kHz à 1200 kHz) mais ont

une moins bonne résolution. Cela permet [Bellenger, 2002] de relever un panorama plus

1 1

2

3 4

Extraction des

paramètres d’EA Stockage et

post-traitement

2


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complet des diverses populations de signaux émis lors du phénomène de corrosion. Cela

semble valable pour des taux de corrosion élevés de l’ordre de 100 à 500 µA/ cm2.

Différents essais ont été réalisés, d’une part avec des capteurs R15 et d’autre part avec des

capteurs WD80 sur des bétons armés et sur des câbles de précontrainte. Les capteurs de type

PAC WD 80 ne sont pas assez sensibles pour enregistrer des signaux dus à la corrosion

précoce des armatures dans le béton, en particulier lorsqu’ils sont placés sur le béton. Par

contre, les essais réalisés avec des capteurs WD80 sur des aciers précontraints soumis à la

corrosion sous contrainte donnent de bons résultats.

Les capteurs de type R15 se sont révélés plus sensibles en particulier lors des essais avec de

faibles courants de corrosion, c’est pourquoi ils ont donc été retenus pour l’ensemble du

travail.

Pour assurer un bon couplage entre le capteur et l’élément sur lequel il est posé, il a été

nécessaire de mettre en place un protocole et d’assurer un maintien constant du capteur sur

l’élément. En accord avec la norme AFNOR NF A09355, pour chaque nouvel essai, le mode

opératoire suivant a été respecté :

• préparation de la surface de couplage : la surface doit être plane, exempte de poussière ou

d’épaufrures.

• mise en place du couplant (graisse de couplage)

• fixation du capteur à l’aide de cavalier sur mesure sur l’armature et sur le béton: la vis

permet d’appliquer une même pression sur le capteur et de ne pas perturber l’acquisition

(figure II-17).

• Vérification du couplage avec le test HSU-NIELSEN (figure II-18).

Figure II- 17 : Cavalier de maintien


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Il s’agit de la rupture d’une mine de crayon selon

la norme NF EN 1330-9 en pressant la mine sur la

surface de la pièce. Cela génère un signal

acoustique intense.

On utilise une mine de dureté 2H ; d’un diamètre

de 0,5mm et d’une longueur de 3mm que l’on

casse près du capteur. L’amplitude doit être de 95

dB à ± 3 dB (figure II-19).

Figure II- 18 : Schéma du test HSU-NIELSEN ou cassé de mine

Figure II- 19 : Salve issue d’un cassé de mine

La salve a une amplitude de 8,8 mV correspondant à 99 dB.

2.3.2.2. Pré-amplificateur

Le pré-amplificateur utilisé est de type 1220A commercialisé par EPA (Euro Physical

Acoustic) qui amplifie le signal d’un gain de 40 dB ou 60 dB. Il s’agit d’un pré-amplificateur

large bande (20-1200 kHz) qui peut être différentiel ou simple suivant le capteur que l’on

utilise. Il permet d’amplifier le signal par rapport au bruit parasite environnant.

D’après la thèse de Bellenger pour amplifier le signal par rapport au bruit parasite dû à

l’environnement, le gain du pré-amplificateur était de 60 dB. Afin d’atténuer ce bruit de fond,

le pré-amplificateur est placé à proximité du capteur [Bellenger, 2002]. Mais les gains

importants lors de l'amplification augmentent l'influence des nuisances générées par

Crayon guide

mine


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l'amplificateur lui-même.

En électronique, le bruit désigne les signaux aléatoires et non désirés, voire parasites, se

superposant aux signaux utiles. Dans un amplificateur ces signaux parasites peuvent venir de

son environnement ou de ses propres composants. Il est possible de réduire le bruit dans un

amplificateur en s’attaquant directement à ses origines, mais aussi en limitant le plus possible

la bande passante de l’amplificateur, afin d’éliminer le bruit présent en dehors des fréquences

de travail de l’amplificateur.

Dans notre cas, l’amplitude atteinte lors des différents essais n’est pas suffisamment élevée

par rapport au bruit environnant. Le gain choisi est de 40 dB car le bruit de la chaîne

d’acquisition est trop amplifié avec un gain de 60 dB.

2.3.2.3. Carte d’acquisition

La carte d’acquisition utilisée est la carte numérique PCI-DSP4 qui possède 4 voies d’entrée

en émission acoustique et 8 entrées paramétriques qui permettent d’enregistrer des paramètres

comme le potentiel, la température, etc…

Cette carte d’acquisition possède le module d’analyse des formes d’onde, qui permet de

visualiser pour chaque événement la forme d’onde associée et d’en tracer le spectre associé.

Cette carte qui transforme un signal électrique en signal numérique est pilotée ensuite par le

logiciel AEWIN. Elle enregistre les signaux et les caractéristiques des salves qui dépendent

des paramètres d’acquisition que l’on a au préalable définis.

2.3.3. Paramètres d’acquisition

Les réglages des différents paramètres sont nécessaires pour l’exploitation des résultats.

Les paramètres déterminants sont :

• le seuil d’acquisition.

• les paramètres temporels d’acquisition : PDT ; HDT ; HLT.

Avant de commencer une série d’essai, il a fallu faire des tests d’épreuve afin de régler les

différents paramètres.


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2.3.3.1. Le seuil d’acquisition

Le seuil est une tension électrique prédéfinie qui doit être dépassée pour qu’il y ait détection

d’une salve et au dessous duquel aucune émission n’est enregistrée par le système

d’acquisition. Il est déterminant pour effectuer une acquisition en s’affranchissant des bruits

environnants et ceux dus à la chaîne d’acquisition.

Le seuil a été fixé pour la plupart des essais à 35 dB, juste au dessus du bruit de fond. Même

si l’on perd de l’information, les signaux que l’on souhaite acquérir sont supérieurs à 35 dB.

Lorsque le seuil avait été fixé à 30 dB, cela perturbait trop les signaux et les fichiers obtenus

étaient difficilement exploitables.

Le seuil S est donné en dBEA ou µV :

×=

)(

)(log20)(

0 µVA

µVAdBS EA (46)

Formule de Graham Bell

A : tension mesurée

A0 : tension de référence en sortie capteur (A0=1µV équivalent à 0 dBEA).

Le seuil de 35 dB (en pointillé sur la figure II-20) correspond à une tension en sortie pré-

ampli de 0,0056 mV d’après la formule de Graham Bell (46).

2.3.3.2. Les paramètres temporels

Le but est d’isoler la salve, de dissocier les modes directs, de définir la fin de la salve et

d’éliminer les échos (figure II-20). Cela sert à en extraire les caractéristiques.

PDT : Peak Definition Time

Ce paramètre sert à la détermination du maximum de la salve et à la mesure du temps de

montée. Le but étant de dissocier les pics de l’onde volumique et surfacique.

HDT : Hit Definition Time

Ce paramètre est utilisé pour individualiser et séparer les salves d’éventuels échos. Il sert à la

détermination de la fin de la salve.

HLT : Hit Lockout Time

C’est le temps de réarmement : l’intérêt est de ne pas re-déclencher l’acquisition sur des

échos.


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Figure II- 20 : Schéma représentant les paramètres temporels

Le tableau II-4 donne les différentes valeurs des paramètres temporels retenus pour

l’ensemble des essais, en fonction du matériau sur lequel le capteur est placé (acier ou béton).

Tableau II- 4 : Paramètres temporels

Matériau PDT (µs) HDT (µs) HLT (µs) Pre-trigger (µs)

Acier 400 2000 5000 300

Béton 200 700 400 25,6

2.3.3.3. Autres paramètres

La Fréquence d’échantillonnage appelée Sample Rate est le nombre de valeurs du signal

échantillonnées par la carte AEDISP en une seconde sur 16 bits. Une fréquence

d’échantillonnage de 1 MSPS signifie qu’un échantillon de forme d’onde est pris chaque

µsec. La condition de Shannon (critère de Nyquist) [INRP, 1998] s'énonce ainsi : "Si on veut

échantillonner sans perdre d'information un signal à spectre limité, il faut échantillonner ce

signal à une fréquence au moins égale au double de la plus haute fréquence qu'il contient".

Dans notre cas, la plus haute fréquence des salves étant de 300 kHz, on peut échantillonner à

une fréquence d’au moins 600 kHz. La plus petite fréquence d’échantillonnage étant de

1MSPS c’est-à-dire de 1 MHz, on choisit cette fréquence.

Le pre-trigger permet de numériser la salve avant le déclenchement défini par le seuil. Il a été,

fixé dans le cas des différents essais avec le capteur positionné sur le béton, à 25,6 µs.

Length : c’est la longueur maximale de la salve qui fixe la durée maximale de la forme d’onde

à stocker. Cette longueur est exprimée en kilo-échantillons. 1 kilo-échantillon correspond à

HLT Pre-trigger

seuil

PDT HDT


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1024 échantillons de 16 bits. Elle définit la taille de la salve enregistrée. Dans cette étude, la

longueur de la salve retenue est de 2 kilo-échantillons.

2.3.4. Paramètres des salves

Pour chaque signal d’émission acoustique, plusieurs paramètres comme définis au I.4.1.3.2

sont enregistrés.

Ceux extraits directement des salves sont le nombre de coups (Counts), Durée de la

salve (Duration), Temps de montée (Rise Time) et l’amplitude maximale.

Nous retiendrons dans nos essais des valeurs d’amplitude maximale comprises entre 35 dB et

80 dB.

Le calcul extrait des salves est le suivant :

Amplitude

××=0

/1000log20)(

U

gainUdBA EA (47)

Avec U donné en mV : tension en sortie de pré-ampli et U/gain : tension en sortie de capteur

avec un gain de 40 dB correspondant à un gain de 100 µV.

et U0 en µV : tension de référence en sortie capteur=1µV équivalent à 0 dBEA.

L’amplitude maximale de la salve représentée sur la figure II-21 est environ de 0,019 mV,

c’est-à-dire : EAEA dBdBA 45)( =

A partir de ces paramètres extraits de la salve, on peut calculer d’autres paramètres comme :

la fréquence moyenne : A-Frq (Average Frequency) en kHz, l’énergie vraie ou Absolute

Energy (atto joule), la fréquence maximale :Peak Frequency (P-Frq), Centroid Frequency (C-

Frq), Reverberation frequency (R-Frq), Initiation Frequency (I-Frq).


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Figure II- 21 : Schéma d’une salve et ses paramètres

Le tableau II-5 donne les caractéristiques extraites de la salve (figure II-21) et les

caractéristiques calculées.

Tableau II- 5 : Paramètres extraits de la salve figure II-21.

Rise P-Cnt Cnt Durat Amp A-Frq R-Frq I-Frq Abs-E C-Frq P-Frq

13 2 16 164 45 98 93 154 41,8 327 148

Figure II- 22 : Exemple d’une FFT à partir de la salve figure II-21

Counts 16

Duration 164 µs

150 kHz 500 kHz

Amplitude 45 Rise 13


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2.4. Les mesures complémentaires

Les paramètres que nous avons suivis au cours de l’essai sont les suivants :

• potentiel de corrosion

• courant de corrosion

• perte de masse après les essais

• mesure de la résistance de transfert de charge

2.4.1. Appareillage mesure électrochimique

2.4.1.1. Matériel

Electrodes/ Contre-électrode

Pour pouvoir imposer le potentiel d’électrode, le faire varier et produire ainsi des réactions

électrochimiques, il faut opérer dans une cellule d’électrolyse comportant trois électrodes

auxquelles un circuit extérieur se trouve connecté. Le potentiel de l’électrode principale,

appelée aussi électrode de travail, où doivent avoir lieu les réactions que l’on désire produire,

est contrôlé à l'aide d’une électrode de référence au calomel saturé ECS. L'électrolyse se

manifeste alors par la circulation d'un courant électrique, dont l'intensité peut être mesurée sur

le circuit extérieur, à l'aide de la troisième électrode dite contre-électrode. Celle des deux

électrodes qui est traversée par le courant dans le sens correspondant à un processus de

réduction est désignée par le terme de cathode. L'autre électrode, traversée par le courant dans

le sens qui correspond à un processus d'oxydation, est désignée par le terme d’anode.

Dans le cas des essais avec courant imposé utilisant les éprouvettes cylindriques de type 1 ou

de type 2 (essais Chl-I, Chl-E, Car-I, Car-E), la contre-électrode est un grillage en titane Ti-

Ru à maille 10*10 cm.

Dans le cas des essais avec courant galvanique ou « courant libre » utilisant des éprouvettes

de type 3 (essai G-Car), une deuxième barre d’acier non dépassivée joue le rôle de cathode.

Générateur de courant

Pour imposer à l’électrode de travail un potentiel bien contrôlé, on utilise un potentiostat, aux

bornes duquel les trois électrodes sont connectées. Cet appareil fournit automatiquement la

tension électrique entre l'électrode de travail et la contre-électrode, nécessaire pour que la

tension entre l'électrode de travail et l'électrode de référence soit maintenue égale à une valeur


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de consigne affichée à l'appareil. Dans le cas où l’on souhaite imposer un courant, le système

est piloté en imposant un courant et en limitant une tension fluctuante. Cette alimentation

stabilisée de type AL936 fournit une tension de 0 à 30 Volts et un courant de 0 à 2,5 A avec

une puissance de 345 VA.

Multimètre/ Ampèremètre ZRA

Lorsque l’on a imposé un courant, il a été nécessaire de le contrôler à l’aide d’un

ampèremètre. Dans le cas de l’essai dit à « courant libre » (essai G-Car), afin de pouvoir

mesurer le courant de corrosion, une résistance de l’ordre de 50 Ω est placée en série dans le

circuit dans un premier temps. Un voltmètre placé en parallèle permet de mesurer la tension

du circuit et ainsi d’en déduire le courant de corrosion sans modifier la cinétique du processus

de corrosion. Dans un deuxième temps, l’intensité de courant mesuré étant de plus en plus

faible de l’ordre de 0,2 à 0,5 µA/cm2, un ampèremètre à zéro résistance ZRA a été nécessaire.

Résistance variable

Des résistances variables (figures II-23 et II-24) ont été prévues pour ajuster et faire varier le

courant dans le cas d’un courant imposé (essais Chl-I, Chl-E, Car-I et Car-E).

Figure II- 23 : Schéma de principe

Figure II- 24 : Résistance variable

Le générateur fournit une tension constante. Lorsque la résistance du béton Rbéton diminue du

fait de l’humidification du béton et du développement de la corrosion, on augmente la

résistance R variable pour que la résistance totale du système Rtotal = Rbéton + R, demeure

constante et délivre le même courant. L’ampèremètre mis en série permet de contrôler le

R Rbéton

Générateur

Ampèremètre


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courant circulant dans le système.

2.4.1.2. Montage expérimental

• dans le cas de l’essai par courant imposé (Chl-I, Car-I)

Figure II- 25 : Schéma de montage du suivi électrochimique

- mesure du potentiel par rapport à une électrode de référence.

De manière à coupler les résultats d’émission acoustique avec une autre mesure de détection

de corrosion, on utilise la méthode de mesure de potentiel. Le matériel nécessaire à ces

mesures sont une électrode de référence (ici au calomel saturé KCl : ECS) et un multimètre en

parallèle (figure II-25 ). Ces données sont également enregistrées par le logiciel d’acquisition

de la chaîne d’émission acoustique via une connexion dB25 permettant de mesurer des

paramètres extérieurs. (dans notre cas nous avons utilisé une des voies paramétriques de la

carte d’EA).

Il est possible de suivre le potentiel libre ou « potentiel d’abandon » de l’armature anodique

c’est-à-dire le potentiel pris naturellement par l’armature par rapport à la solution en circuit

ouvert (figure II-26), en reliant un multimètre d’un côté à l’armature et de l’autre à une

électrode de référence. Cela permet de déterminer le domaine dans lequel est située

l’armature.

Dans le cas de notre travail, pour accélérer la corrosion, il a été appliqué un courant. On peut

mesurer, à circuit fermé, le potentiel du circuit entre l’électrode de travail et l’électrode de


²

Eprouvette Béton D=6 cm

Acier HA

Capteur

+-

e-

EA Electrode de travail

Electrode de référence

Contre-électrode ( Titane )

Multimètre à

enregistrement

DDP

Ele

ctro

de

Cal

om

el S

atu

ré


Page 99/ 194

référence (figure II-26).

Figure II- 26 : Schéma de mesure du potentiel d’abandon ou du circuit

- mesure du courant de corrosion.

Un potentiostat décrit au § II.2.4.1.1 a été utilisé dans les différents essais réalisés à courant

imposé, en limitant le courant et en laissant la tension fluctuante. De manière à pouvoir

contrôler le courant durant tout l’essai, un ampèremètre est monté en série. Une résistance

variable a été utilisée afin de maintenir constante l’intensité délivrée.

• dans le cas de l’essai par courant galvanique (G-Car)

Figure II- 27 Schéma de montage du suivi électrochimique d’une pile

Cat

hode

Ano

de

R

V

V

Ele

ctro

de

Cal

om

el S

atu

ré

Ele

ctro

de

trav

ail

Co

ntr

e E

lect

rod

e

Ele

ctro

de

réfé

ren

ce

Potentiel d’abandon (circuit ouvert)

Potentiel du circuit (circuit fermé)

+ -


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- mesure du potentiel par rapport à une électrode de référence.

Le suivi du potentiel se fait à circuit fermé pour ne pas perturber l’essai. En effet, le suivi du

potentiel libre de l’armature oblige à ouvrir le circuit et modifie la cinétique du processus. On

suit donc l’évolution du potentiel du système par rapport à l’électrode de référence comme sur

la figure II-27.

- mesure du courant de corrosion.

L’intensité du courant de corrosion du circuit a été mesurée en plaçant une résistance fixe en

série (figure II-27) et en mesurant en parallèle, à l’aide du multimètre, une tension ou

potentiel. Cela permet d’effectuer les différentes mesures sans perturber « l’état

électrochimique » du système. La mesure du potentiel s’est effectuée aux bornes de

l’électrode de travail (anode) et de la contre-électrode (cathode). Ce suivi peut-être fait en

continu à l’aide de la carte d’acquisition qui est connectée au système par l’intermédiaire

d’une broche DB 25. Cela permet de suivre le courant de quelques essais en continu. Pour les

essais à très faibles courants et afin de déterminer la valeur du courant galvanique, les

mesures ont été réalisées à l’aide d’un ampèremètre ZRA.

2.4.2. Perte de masse

On évalue la perte de masse pour chaque essai réalisé. Pour cela, la masse des barres d’acier

est mesurée avant et après chaque essai. Afin de pouvoir quantifier les produits de corrosion,

les barres sont préparées selon « Recommended Practice for Laboratory Immersion Corrosion

Testing of Metals” [ASTM, 1972].

Après la rupture des éprouvettes pour une vérification visuelle de la corrosion, les barres

d’acier sont préparées d’après le test ASTM G1-90 pour évaluation de la corrosion par perte

de masse [ASTM, 1990]. Les barres d’acier corrodées, après avoir été brossées, sont placées

dans une solution de Clarke. Cette solution contient pour 1000 ml d’acide chlorhydrique, 20g

d’oxyde antimoine (Sb2O3) et 50g de chlorure stanneux (SnCl2). Les produits de corrosion

présents sur ces barres sont dissous dans cette solution et les barres d’acier ainsi nettoyées

sont pesées.

On détermine grâce à la loi de Faraday (chapitre I.2.1.3.3), le courant de corrosion qui est

comparé à celui relevé lors de l’essai à l’aide de l’appareillage nécessaire et décrit au II.

2.3.1.1.


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3. Résultats des essais de corrosion accélérée par courant imposé

3.1. Identification des paramètres influents

3.1.1. Introduction

D’après certaines études réalisées précédemment [Austin, 2004], [El Maaddawy, 2003],

[Gonzalèz, 1995], [Shah, 2000], [Zdunek, 1995], différents paramètres peuvent influer sur les

résultats. Afin de mieux contrôler ces différents paramètres et s’en affranchir lors du suivi de

la corrosion par émission acoustique, on va s’appliquer à les isoler et à les faire varier pour

analyser leur effet en terme d’EA. Il s’agit de savoir si des paramètres fortement variables

comme la température, la concentration en chlorure, l’humidification et la résistivité du béton

ont une influence d’une part sur le taux de corrosion et d’autre part sur l’activité acoustique

enregistrée.

Dans cette étude, on va s’intéresser aux deux paramètres suivants :

- humidification du béton

- température : (variations diurne et nocturne ou saisonnière). On va faire varier la

température du bain dans lequel les éprouvettes sont immergées.

3.1.2. Influence de l’humidification.

3.1.2.1. Déroulement des essais

Des essais sont réalisés pour vérifier l’influence de l’humidification sur l’activité acoustique

enregistrée dans le béton. Les éprouvettes utilisées sont de type 1 dont l’armature est passive.

On lance une acquisition par émission acoustique sur les éprouvettes à l’état sec tout d’abord

pendant deux jours afin de pouvoir évaluer le bruit de fond. Puis on immerge le corps

d’épreuve dans une solution d’eau du robinet et on relance une acquisition pendant un jour.


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3.1.2.2. Résultats et analyse

Lorsque l’éprouvette est à l’état sec, après passage à l’étuve, il n’y a pratiquement aucune

activité enregistrée par les capteurs placés à la fois sur l’armature et sur le béton. Dès que l’on

immerge l’éprouvette dans de l’eau, le capteur placé sur le béton enregistre une activité ne

dépassant pas les 43 dB (figure II-28) qui se stabilise pendant quelques heures puis décroît,

tandis que le capteur placé sur l’armature n’enregistre aucune activité.

Figure II- 28 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur béton)

Les armatures des éprouvettes n’étant pas dépassivées au démarrage de l’essai, lorsqu’elles

sont immergées, l’activité enregistrée générée est sûrement liée à la diffusion de l’eau dans le

béton et ne cesse qu’une fois les pores du béton saturés. L’éprouvette fendue montre bien

qu’il n’y a pas eu de corrosion.

Le choix de l’immersion de l’éprouvette permet de saturer le béton et de s’affranchir des

bruits générés par les échanges hydriques avec le milieu environnant. Mais, cela freine le

processus de corrosion, en particulier en empêchant la réduction de l’oxygène, nécessaire au

développement de la corrosion. En effet, le degré de saturation du béton a une incidence

importante dans le processus de corrosion, car il influence la diffusion de l’oxygène. Dans le

cas des structures en béton armé qui sont complètement immergées dans l’eau, le taux de

corrosion est contrôlé par l’oxygène fourni, la corrosion a lieu lentement et la résistivité du

béton est très faible.

C’est la raison pour laquelle il a été choisi de ne pas immerger totalement l’éprouvette dans la

solution afin de permettre un apport d’oxygène nécessaire à la réaction d’oxydo-réduction au

voisinage de l’armature.

immersion fin d’acquisition


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3.1.3. Influence de la température.

3.1.3.1. Introduction

En recherchant dans la littérature, les études ont démontré que la température avait une

influence sur l’activité acoustique. Le taux de corrosion augmente en fonction de

l’augmentation rapide de la température [Liu et al, 1998]. Donc la variation de température

joue un rôle sur l’émission acoustique mais les bruits engendrés par la température sont dus

également à un taux de corrosion plus fort. D’après Austin and Lyons [Lyons et al, 2004],

plus qu’une température élevée, c’est sa forte variation qui va être à l’origine d’une activité

acoustique. Les résultats de leurs travaux montrent que l'AE est plus sensible pour des

changements de température de courte durée (à l’échelle d’une journée par exemple) que pour

des variations sur des échelles de temps plus importantes (d’une saison à l’autre par exemple).

3.1.3.2. Déroulement de l’essai

Dans un premier temps, un essai avec les éprouvettes de type 1 est réalisé dans une pièce non

climatisée lors de journées où la différence entre la température diurne et la température

nocturne est très élevée.

Afin de vérifier que ces paliers sont bien dus à une différence de température élevée, des

essais complémentaires sont réalisés en utilisant une chambre de gel avec contrôle de la

température.

Des corps d’épreuve de type 1 sont placés dans une chambre de gel en plaçant un capteur sur

le béton et un autre sur l’acier avec un suivi en émission acoustique (figure II-29 ). La

« cellule de gel » permet de faire varier la température de l’eau dans laquelle sont immergés

les corps d’épreuve. Différentes températures sont appliquées variant de +2°C à +40°C par

palier successif avec des ∆T ≈ 6°C. Chaque température est maintenue pendant 3 jours.


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Figure II- 29 : Photo du bain dans lequel sont placés les échantillons

Pour vérifier la courbe de température de l’eau et la courbe de température ambiante, on

prévoit une chaîne d'acquisition de température à l'aide d'un thermocouple. Les acquisitions

sont effectuées en continu.

Les corps d'épreuve utilisés de type 1 sont ceux décrits au § 2.2.2.1. Ces corps d'épreuve sont

placés dans une cellule climatique à 2°C; 10°C; 16°C; 22°C; 30°C; 40°C à ± 1,5°C, pendant 3

jours pour chaque température. La température a été limitée à 50°C pour éviter une

dessiccation trop importante du béton qui créerait des contraintes et par conséquent une

activité acoustique. Le choix d’un écart de température de 5°C à 10°C a été choisi en

référence aux travaux de Austin et Lyons [Austin et al, 2004]. On utilise une résistance

chauffante pour augmenter la température de l’eau de la cellule.

3.1.3.3. Résultats et analyse

On fait varier la température de 10 °C à 22 °C par paliers successifs. Les résultats

sont donnés ci-après (figures II-30 et II-31).

Figure II- 30 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur acier)

T° de 16°C à 22°C

T° de 10°C à 16°C


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Figure II- 31 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur béton)

On constate une augmentation de l’activité acoustique à chaque changement brutal de

température pendant deux à trois heures correspondant bien à ce que l’on obtenait lors du

premier essai avec une activité plus élevée sur le béton que sur l’acier. L’activité est identique

quelque soit la température, c’est l’augmentation qui est à l’origine de cette activité soudaine.

Lorsque la température atteint 40°C, il y a une évaporation de l’eau qui est responsable de

bruits durant l’essai.

On remarque que lors de ces essais de température, l’augmentation d’activité est également

visible sur le capteur placé sur l’armature sûrement due à l’augmentation du taux de

corrosion. La température a un effet significatif sur le taux de corrosion de l’acier dans le

béton.

Un modèle d’étude a donné la relation suivante entre le courant de corrosion et la variation de

température:

i 1 = i 2 e 2283(1/T2 – 1/T

1) (48)

Le taux de corrosion augmente à mesure que la température augmente. Pour des mêmes

conditions d’essais, le taux de corrosion passe de 1µA/cm2 à 5°C à 5µA/cm2 à 40°C.

La température extérieure influe sur l’émission acoustique à travers le béton, non seulement

parce qu’elle génère du bruit acoustique mais aussi parce qu’elle intervient sur la cinétique de

corrosion. Il a été choisi de s’affranchir de ce paramètre de variation de température en

s’installant dans une pièce climatisée à 20°C afin d’identifier au mieux l’activité à l’origine de

la corrosion et de mieux contrôler sa cinétique.

T° de 16°C à 22°C

T° de 10°C à 16°C


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3.1.4. Conclusion

L’humidification du béton engendre une activité acoustique de courte durée, le temps que les

pores du béton se saturent en eau. Pour s’affranchir des bruits dus à la pénétration de l’eau à

travers les pores, nous avons choisi d’immerger partiellement le corps d’épreuve en

maintenant le niveau d’eau constant. Le choix de l’immersion partielle permet de garantir la

diffusion de l’oxygène à travers le béton jusqu’à l’armature.

On constate que l’eau et les chlorures sont nécessaires à l’initiation de la corrosion. Les

chlorures provoquent une rupture du film passif localement permettant à la corrosion de se

propager.

Le courant imposé a une influence sur l’activité acoustique parce qu’il dépend de la cinétique

de corrosion. Enfin, des fluctuations importantes de température sur un faible laps de temps

(ne dépassant pas la journée) ont une incidence significative sur l’activité acoustique

enregistrée, celle-ci étant due en partie à l’augmentation de l’intensité de corrosion. C’est

pourquoi les essais de corrosion accélérée se feront dans une pièce climatisée à 20°C pour ne

pas perturber les enregistrements.

3.2. Analyse des résultats obtenus sur les essais avec courant imposé

Les essais à courant imposé ont été testés en faisant varier les conditions:

• d’initiation la corrosion : chlorures et carbonatation

• de propagation de la corrosion : différentes intensités du courant imposé

Pour chaque essai, plusieurs contrôles ont été réalisés:

• un contrôle visuel en cassant à chaque étape une éprouvette attestant ainsi de la présence

ou non de produits de corrosion.

• un suivi par émission acoustique, un capteur d’émission acoustique est placé sur

l’armature et un autre sur le béton

• un suivi du courant galvanique IG,

• un contrôle du courant de corrosion Icorr par le calcul de la perte de masse.


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Essai Chl-I : Première série d’essais en immersion

Contrôle IG :

IG : 100 µA/cm2 à 125 µA/cm2, contrôlé par une

résistance variable.

A ces forts courants, le système composé par le

béton, l’armature et la solution électrolytique est

modifié. Lorsque le béton est immergé, sa

résistivité diminue, facilitant la migration des ions

Cl- vers l’armature. La résistivité du système

diminuant, elle favorise le passage du courant.

Contrôle Icorr :

Icorr = IG .

Contrôle visuel :

L’essai est rapide et on a une forte corrosion par

piqûre. Une fissure dans le béton est visible et on

remarque l'apparition de produits de corrosion

bruns à l’interface entre l’acier et le béton (figure

II-33). Présence des produits verts à l’intérieur

(rouille verte qui est produite en milieu anaérobie

[Raharinaïvo, 1998]) qui virent immédiatement au

brun (hydroxydes ferreux (Fe2OH3 ou hématite))

au contact de l’air (figure II-34).

Contrôle par émission acoustique :

Amplitude élevé : 85 dB à 125 µA/cm2

(figure II-32).

Le dégagement du di-hydrogène à l’interface acier-

béton génère des bruits parasites qui perturbent

l’émission acoustique.

Figure II- 32 : Amplitude/temps d’une éprouvette

corrodée en immersion dans du NaCl.

Photos

Figure II- 33 : Produits de

corrosion

Figure II- 34 : Produits de corrosion

verts virant au brun à l’air

Problème :

Lorsque l’on applique un champ

électrique élevé, on a une électrolyse

de l’eau chlorurée en Cl2 et en H2

selon la réaction : l’on obtient

l’hypochlorure de sodium couramment

appelé l’eau de javel [Petre-

Lazar, 2000].

Courant 100 µA/cm2


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Essai Chl-I : deuxième série d' essais en immersion

Contrôle IG :

I imposé : compris entre 10 et 100 µA/cm2 pendant

2 semaines.

Contrôle Icorr :

Icorr ≈ IG .

Contrôle visuel :

On constate en cassant l’éprouvette, qu’il y a eu

corrosion par piqûres (figure II-35). On trouve la

présence de produit de corrosion de couleur verte et

brune. Les produits verts qui virent au brun au

contact de l’air se situent dans la partie immergée

de l’éprouvette, les produits bruns dans la partie en

aérobie.


100 µA/cm² et de 10 µA/cm² par des amplitudes de

75 dB et 55 dB respectivement

Dans tous les essais, une première période latente,

permettant à l’eau de remplir les pores du béton, est

visible sur la figure II-32 au cours de laquelle

l’amplitude de l’EA est voisine de 40 dB. Puis

l’amplitude croît due à la diminution de la

résistivité du béton sous l’effet de la pénétration de

l’eau facilitant la circulation du courant et par voie

de conséquence le développement de la corrosion.

Photos

Figure II- 35 : Corrosion par piqûre

sur l’armature

Problème :

Certaines éprouvettes, ayant subi les

mêmes conditions d’essai, avoir avoir

été fendues sont non corrodées à cause

du manque d’oxygène. L’amplitude ne

dépasse pas 45 dB.

Conclusion :

Pour un courant supérieur à 125 µA/cm2, l’amplitude atteint les 85 dB. Elle n’est que de 75

dB à 100µA/cm2 et de 55 dB à 10 µA/cm2. Un courant supérieur à 100 µA/cm² accélère la

corrosion de manière significative avec de fortes contraintes entraînant la fissuration du

béton. Cela donne des résultats probants quand à l’obtention d’une corrosion et à la capacité

de l’émission acoustique à détecter cette corrosion.

Notre objectif est d’obtenir des courants de corrosion les plus proches possibles de la

corrosion naturelle. C’est pourquoi au cours des essais suivants, nous nous appliquerons à

diminuer le courant de corrosion jusqu’à 10 µA/cm² puis 1µA/cm².


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Essai Chl-E

Contrôle IG :

IG : 100 µA/cm2 pendant 1 semaine.

Contrôle Icorr :

Icorr ≠ IG .

Contrôle visuel :

On constate que sur la partie supérieure, il

n’y a pas autant de piqûres de corrosion que

sur la partie en contact avec l’éponge et face

à la cathode (figure II-36 et II-37). La durée

de l’essai étant courte, on n’obtient pas une

corrosion uniforme. C’est la raison pour

laquelle, dans les essais suivants, la contre-

électrode a été placée de façon radiale.


Les essais sont arrêtés au bout d’une

semaine. On constate une très forte activité

acoustique à partir du moment où l’on a

imposé le courant de 100 µA/cm2.

L’amplitude atteint les 80 dB durant toute la

suite de l’essai.

Photos :

Figure II- 36 : Photo côté de l’armature en

contact avec l’éponge et en face à face avec

la contre-électrode.

Figure II- 37 : Photo côté opposé de

l’armature.

Problème :

On n’obtient pas une corrosion

uniformément répartie sur toute la surface

rendant difficile le calcul de Icorr.

Conclusion :

Ces essais où l’on impose un fort courant montrent que d’une part, on a un essai de corrosion

accéléré et que d’autre part, on a une activité liée à la corrosion de l’armature. Mais

l’armature se trouve dans des conditions de corrosion qui sont très éloignées de celles de la

corrosion naturelle. Nous obtenons une corrosion par piqûres et non une corrosion uniforme

comme cela était souhaité. Pour obtenir une corrosion uniforme et non localisée, il faut que le

béton d’enrobage soit carbonaté. Cela permet de dépassiver l’armature en tout point et ainsi

d’initier la corrosion uniformément sur toute la surface.


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Essai Car-E

Contrôle IG :

Le courant imposé est progressivement abaissé

passant de 100 µA/cm2 à 10 µA/cm2 en 15 jours et

contrôlé à l’aide de l’ampèremètre placé en série.

Contrôle Icorr :

Icorr ≠ IG .

Contrôle visuel :

Il apparaît une fissure bien visible sur la face en

contact avec l’éponge (figure II-38).

En réalisant ces essais sur plusieurs éprouvettes de

type 2 et en les cassant à différentes échéances, on

remarque une évolution de la corrosion. Les figures

II-40 et II-41 montrent la cinétique de corrosion. Il

s’agit de deux éprouvettes carbonatées sur éponge

auxquelles on a imposé un courant de 100 µA/cm2

pendant deux jours puis un courant de 10 µA/cm2

pendant trois semaines (figure II-40) pour l’une et

six semaines (figure II-41) pour l’autre.


On enregistre des salves dont l’amplitude atteint 75

dB à 100 µA/cm2 et 60 dB à 10 µA/cm2.

Problème :

On n’obtient pas une corrosion uniformément

répartie sur toute la surface rendant difficile le calcul

de Icorr.

Photos

Figure II- 38 : Photo fissure apparente sur l’éprouvette corrodée.

Figure II- 39 : Photo béton autour de l’armature

Figure II- 40 : Corrosion armature après 3 semaines à 10 µA/cm2.

Figure II- 41 : Photo corrosion d’une armature après 6 sem. à 10 µA/cm2.

Conclusion : On a bien un essai de corrosion accélérée de 5 à 6 semaines. On constate qu’à

faible courant, une activité est enregistrée.


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Essai Car-I

Contrôle IG :

IG varie progressivement de 100 µA/cm2 à 10

µA/cm2 puis 0 µA/cm2.

Contrôle de Icorr :

Perte de masse réelle (ASTM G1): 0,54 g

Perte de masse (Faraday): 0,52 g

On constate que la perte de masse calculée est

proche de celle pesée. La différence peut-être

due soit à la mesure soit à un courant par micro-

piles.

Contrôle visuel :

La corrosion est uniforme et généralisée. C’est

typique d’une corrosion par carbonatation.

En fendant les éprouvettes, on trouve des

produits de corrosion verts (figure II-42) en

anaérobie qui virent au brun (figure II-43). La

photo de la figure II-43 confirme que la

corrosion se poursuit sans courant galvanique.


On enregistre des salves dont l’amplitude atteint

70 dB à 100 µA/cm2 et 55 dB à 10 µA/cm2.

L’amplitude varie entre 45 dB et 50 dB sans

courant galvanique.

Contrôle visuel

Figure II- 42 : Photo de l’éprouvette

fendue après une semaine à 100µA/cm2

et une semaine à 10 µA/cm2.

Figure II- 43 : Photo armature corrodée

après une semaine à 100 µA/cm2 puis 3

semaines à 10 µA/cm2 et 3 semaines à 0

µA/cm2.

Conclusion :

Cet essai confirme qu’on peut obtenir une corrosion généralisée et enregistrer une activité

acoustique de 50 dB sans imposer de courant.


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Récapitulatif Tableau II- 6 : Récapitulatif des essais avec courant imposé

Chl-I Chl-E Car-E Car-I

IG (µA/cm2) 100 à 125 De 10 à 100 10 à 100 100-> 0

Icorr

(µA/cm2)

= IG ≠IG ≠IG ≠IG

Problème

rencontré

Electrolyse de l’eau

à 125 µA/cm2

Manque d’oxygène

Surface

partiellement

corrodée

Surface

partiellement

corrodée

Amplitude

(dB)

85 (125 µA/cm2)

75 (100 µA/cm2)

80 (100 µA/cm2) 75 (100 µA/cm2)

60 (10 µA/cm2)

50 (sans IG)

70 (100 µA/cm2)

55 (10 µA/cm2)

50 (sans IG)

Activité

acoustique

Très élevée Très élevée Elevée Elevée

Type de

corrosion

Piqûre sur toute la

surface

Piqûre, localisée

sur une face

Généralisée mais

côté en contact

avec éponge

Généralisée sur

l’ensemble de la

surface et par

piqûre

3.3. Conclusion générale

L’étude des différents paramètres influant la corrosion et par conséquent l’EA comme :

- une différence de température soudaine de 6° à 10 ° C

- un courant galvanique élevé supérieur à 100µA/cm2 à l’origine de l’électrolyse de

l’eau, générant des parasites et perturbant l’émission acoustique

- la pénétration de l’eau dans le béton générant une activité acoustique non négligeable

nous a permis de déterminer un essai type en s’affranchissant de certains facteurs

perturbateurs.

Les différents essais de corrosion accélérée ont démontré qu’une activité acoustique est

enregistrée d’une part pour de faibles courant galvanique et d’autre part en présence d’une

corrosion par micro-piles sans courant galvanique.

L’essai suivant est l’aboutissement d’une recherche sur un essai de corrosion accélérée proche

de la corrosion naturelle et dans des conditions maîtrisées.


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4. Développement d’un essai à courant libre : G-Car

4.1. Introduction

Tous les essais de corrosion accélérée utilisant un courant anodique imposé montrent bien

qu’une corrosion significative peut être obtenue en une à deux semaines. On a constaté

également qu’il y avait fissuration du béton due à la corrosion des armatures.

Lorsque la densité du courant imposé est de l’ordre de 10 µA/cm2, on enregistre une activité

due à la corrosion qui n’est pas perturbée par un courant trop élevé [Petre-Lazar, 2000].

L’objectif de cette étude est de proposer un test de corrosion accélérée sans courant imposé et

de vérifier l’aptitude de l’émission acoustique à identifier une activité liée à une corrosion

naturelle entre 1 et 10 µA/cm2 [Andrade, 1996]. Ces résultats sont comparés avec les mesures

électrochimiques déjà éprouvées (tableau II-7).

Tableau II- 7 : Gamme des valeurs des taux de corrosion [Andrade, 1996].

Pas de corrosion Icorr < 0.1 µA/cm2

Corrosion possible dans 10-15 ans Icorr 0.1 à 1.0 µA/cm2

Corrosion possible dans 2-10 ans Icorr 1.0 à 10 µA/cm2

Corrosion possible en 2 ans ou moins Icorr > 10 µA/cm2

Petre-Lazar a observé une fuite d’oxygène à l’anode pour un courant supérieur à 100 µA/cm2

qui perturbe la cinétique du processus de corrosion [Petre-Lazar, 2000]. C’est pour ces raisons

que les essais sont réalisés sans courant imposé afin de se rapprocher le plus possible de la

corrosion naturelle et de ne pas perturber le processus de corrosion et l’acquisition des

signaux acoustiques. L’essai est décrit au II.2.2.3. Il s’agit de créer une macro-pile entre deux

armatures coulées dans un même béton.

4.2. Résultats

Plusieurs contrôles sont conduits en parallèle sur les éprouvettes :

• un suivi par émission acoustique.

• un suivi du potentiel anodique et du potentiel du circuit.

• un suivi du courant galvanique.

• un contrôle du courant de corrosion par le calcul de la perte de masse.

• un contrôle visuel en cassant à chaque étape une éprouvette attestant ainsi de la présence

de produits de corrosion.


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4.2.1. Contrôle par émission acoustique

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100 120 140

Temps (jour)

Am

plitu

de (dB

)

(dB

)

Figure II- 44 : Amplitude en fonction du temps d’une éprouvette de type 3

Un suivi acoustique a été réalisé en discontinu (figure II-44). L’activité acoustique dont

l’amplitude atteint les 50 dB.

4.2.2. Contrôle du potentiel

On immerge tout d’abord partiellement l‘éprouvette pendant dix jours avant de connecter les

deux armatures entre elles.

Un suivi de potentiel libre des deux armatures est fait au début de l’essai (figure II-45).

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Temps (jour) Potentiel anode

Potentiel cathode

Pot

entie

l lib

re

(mV

/EC

S)

connexion électrique

Figure II- 45 : Evolution du potentiel libre de l’anode et de la cathode

Au démarrage de l’essai, les potentiels anodique et cathodique sont à peu près identiques.

Très vite, après immersion, les potentiels deviennent plus négatifs et le potentiel de l’armature

dépassivée (anodique) atteint -350 mV, domaine de corrosion très probable.


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Après la connexion électrique, le potentiel anodique continue de décroître pour atteindre -550

mV à la fin de l’essai (au bout de 120 jours).

Le potentiel du circuit (armatures connectées) par rapport à l’électrode de référence est

également suivi (figure II-46).

-390

-370

-350

-330

-310

-290

-270

-250

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Temps (jour)

Pot

entie

l du

circ

uit

(mV

/EC

S)

connexion électrique

Figure II- 46 : Evolution du potentiel du circuit en fonction du temps

Le potentiel du circuit diminue ce qui est significatif d’une évolution de la corrosion.

4.2.3. Contrôle du courant

Ig en fonction du temps

0

20

40

60

80

100

120

140

0 20 40 60 80 100 120

Temps (jours)

Ig (µA

) )

Figure II- 47 : Evolution du courant galvanique en fonction du temps

Cette évolution du courant de corrosion correspond, sur la durée de l’essai, à une moyenne de

85 µA et à une densité de courant de corrosion de 2,7 µA/cm2 (figure II-47).


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4.2.4. Contrôle visuel

Figure II- 48 : Photo de l’éprouvette après l’essai

On constate visuellement que l’armature servant d’anode s’est corrodée de manière presque

uniforme (figure II-48). En fait, il s’agit de corrosion généralisée, l’armature étant dépassivée

par carbonatation du béton d’enrobage. En revanche la cathode n’est presque pas corrodée.

Seuls quelques points peuvent être remarqués dus au fait que la cathode avait un potentiel

libre de l’ordre de -150 mV à 200 mV et était donc en partie dépassivée.

4.2.5. Contrôle par le calcul de perte de masse

Tableau II- 8 : Masse d’une barre avant et après corrosion

Nombre de jours d’essai : 120 jours

Barre Avant corrosion Après corrosion et nettoyage

Masse (g) 380,48 380,17

Le tableau II-8 permet de déterminer la perte de masse (0,31 g) d’une éprouvette pour une

surface S de 31,4 cm2.

Le courant de corrosion calculé par la loi de Faraday (I.2.1.3.3) donne : µAI 103=

La densité de courant de corrosion est équivalente à : 2/3,3 cmµAS

Ij ≅= (49)

Si l’on compare avec la densité de courant de corrosion mesurée 2,7 µA/cm2 (figure II-47), la

densité calculée est supérieure (3,3 µA/cm2). Alonso et al ont démontré que le courant de

corrosion icorr représente une valeur instantanée au moment où l’essai est réalisé et est

différent du taux de corrosion dans le cas d’une attaque localisée [Andrade, 1995] [RILEM,

2004]. Dans le cas d’une corrosion par piqûre, la surface corrodée à prendre en compte n’est

pas la surface totale de l’armature. En minimisant la taille de la surface corrodable, on

minimise l’erreur. Il a été démontré que le courant de corrosion est :

Anode

Cathode


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macromicrocorr III += [Andrade, 2008].

Le courant qui est mesuré est le courant galvanique est : macrogalva II = dû à la macro-pile

formée.

Dans le cas de l’essai par courant imposé Car-E, le courant galvanique est suffisamment

important par rapport au courant par micro-pile pour être prépondérant : galvaniquecorr II ≈ .

Dans le cas de l’essai avec courant galvanique G-Car, micropilegalvaniquecorr III += ; (50)

D’une part, l’on mesure galvaI qui dépend de la distance entre l’anode et la cathode, et d’autre

part, l’armature étant dépassivée, un courant par micro-pile est créé.

Suivant les positions de l’anode et de la cathode, la corrosion peut prendre différentes formes

[Jäggi, 2001] :

• comme une micro-pile, où les réactions anodiques et cathodiques sont immédiatement

adjacentes, engendrant une dissolution de l’armature uniforme sur toute la surface. Cette

corrosion uniforme est généralement causée par la carbonatation du béton ou un taux

élevé de chlorures.

• comme une macro-pile, avec un courant galvanique créé par la différence de potentiels

entre les zones anodique et cathodique et lorsque ces zones sont suffisamment éloignées.

Les macro-piles se produisent en général dans le cas de la corrosion par piqûre générée

par la présence de chlorures.

De plus, le rapport de surface entre l’anode et la cathode Sa/Sc est prépondérant sur la

cinétique de la macro-pile [Andrade, 2008].

Les mesures ont mis en évidence une différence entre le courant calculé et le courant mesuré

ce dernier étant dans la majorité des cas inférieur. La raison est que l’armature dans le béton

carbonaté est déjà dépassivée lorsque l’échantillon est sorti de l’enceinte de carbonatation.

Comme l’échantillon n’est pas immédiatement utilisé dans le but de stabiliser son

hygrométrie, le processus de corrosion peut déjà démarrer. Sur des échantillons, en analysant

l’état de surface de la cathode qui n’est pas complètement passivée, on observe des points de

corrosion laissant à penser qu’une activité par micro-piles a eu lieu et qu’elle peut également

se produire indépendamment de la macro-pile. De plus, avant de démarrer l’essai,

l’échantillon est placé dans une cellule contenant de l’eau, afin de suivre le potentiel anodique

libre de l’armature. Toutes les conditions sont réunies pour que le processus de corrosion

s’initie et se propage. Une autre raison de cette différence est donnée par Andrade [Andrade,

1996]. En effet, lorsque l’armature est corrodée dans le béton, les deux surfaces anodiques et

cathodiques se développent simultanément correspondant aux réactions d’oxydo-réduction


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localement, c’est-à-dire aux micro-piles. En connectant les deux armatures, un courant

galvanique est mesuré correspondant à l’activité de la macro-pile.

Or la corrosion réelle, d’ailleurs constatée visuellement et par le calcul de perte de masse, est

la somme du courant de la macro-pile et du courant des micro-piles. Andrade explique

également que les piqûres locales de corrosion dues au courant par macro-pile créent des

déséquilibres de potentiel localement, avec de nouvelles surfaces anodiques et cathodiques

très proches et à l’origine de corrosion par micro-piles [Andrade, 1996].

4.3. Conclusion

L’objectif de cette partie était de développer un essai de corrosion accélérée proche des

conditions réelles rencontrées sur ouvrages. Plusieurs essais ont été mis au point et testés à

partir de modèles trouvés dans la littérature. Mais à chaque fois, les conditions de

développement de la corrosion étaient trop éloignées des conditions réelles (courant trop fort,

corrosion en anaérobie). Nous avons donc proposé un essai original dont nous avons testé la

validité. L’essai permet d’obtenir une corrosion significative dans un délai court de 2 à 3 mois

avec une densité de courant de l’ordre de 1 à 5 µA/cm2. Cependant, en comparant le courant

de corrosion relevé au cours de l’essai correspondant au courant galvanique et celui calculé

par la perte de masse correspondant au courant galvanique et au courant par micro-piles, une

différence quasiment systématique a été relevée. Cela est du au fait, comme il a été expliqué

au § 2.3.2, que l’armature étant dépassivée, le courant de corrosion est la somme d’un courant

par macro-pile et d’un courant par micro-piles. Le fait que la cathode soit très légèrement

corrodée prouve que les armatures ont bien subi une corrosion par micro-piles.

Pour que cet essai donne de meilleurs résultats, il faudrait s’assurer que la cathode ne soit pas

dépassivée et que l’essai démarre aussitôt que le front de carbonatation ait atteint l’armature.

Mais cela n’empêchera pas le processus de corrosion par micro-piles. En effet, Andrade et al

ont démontré que la corrosion localisée induite par le courant galvanique, engendrant des

différences de potentiel localement, favorise la corrosion par micro-piles [Andrade, 1991].

Dans tous les cas, cet essai a prouvé que l’émission acoustique détecte une activité en

concordance avec les mesures électrochimiques pour des niveaux de courant de corrosion

représentatifs de la corrosion rencontrée dans les structures en béton armé.

Le chapitre suivant est consacré au traitement et à l’analyse des événements acoustiques

enregistrés au cours de l’essai et à leur signification vis-à-vis des deux types de corrosion

générées (par micro-piles et galvanique).

Chapitre III : Identification des paramètres des salves et relation courant de corrosion/EA

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CHAPITRE III:

IDENTIFICATION DES

PARAMÈTRES DES SALVES

DUES A LA CORROSION ET

RELATION ENTRE

COURANT DE CORROSION

ET EA


Page 120/ 194

1. Introduction Le chapitre II a détaillé le développement d’un essai de corrosion accélérée par macro-pile

dont le courant de corrosion est proche du courant rencontré dans les structures en béton armé

(G-Car). Différentes méthodes non destructives comme les méthodes électrochimiques ainsi

que l’émission acoustique sont utilisées pour suivre l’évolution du processus de corrosion.

Les premiers résultats indiquent que le processus de corrosion a bien lieu et que cela génère

de l’activité acoustique.

Afin de corréler par la suite un courant de corrosion avec l’activité enregistrée par émission

acoustique, nous montrons dans un premier temps comment nous avons fait varier le courant

de corrosion et de quelle façon nous l’avons contrôlé. Puis, dans un deuxième temps, on a

cherché à vérifier sur la base d’éprouvettes préparées et stockées dans les mêmes conditions,

la reproductibilité de cet essai.

La deuxième partie du travail consiste en la mise au point une méthode de suivi des formes

d’onde de façon à déterminer des filtres et à ne conserver que les salves dues à la corrosion.

D’abord, les formes d’onde associées aux salves sont examinées une par une et classifiées en

différents groupes. Ensuite, on analyse les paramètres de chaque groupe. Cette dernière

méthode est ensuite appliquée à l’ensemble des essais réalisés. Une attention toute particulière

est accordée à la différenciation entre le bruit de fond et les signaux induits par la corrosion,

en utilisant les caractéristiques propres à chaque forme d’onde. Une classification spécifique

des différents signaux est proposée.

La dernière partie de ce chapitre vise à mettre en évidence une relation entre émission

acoustique et courant de corrosion en faisant varier ce dernier.


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2. Définition des expérimentations

2.1. Données expérimentales

Plusieurs corps d’épreuves de type 3 décrits au chapitre II.2.2.3 ont été étudiés (essai de type

G-Car). Afin de faire varier le courant de corrosion, d’une part, on diminue la surface de

polarisation anodique par rapport à la surface cathodique (rapport Sa/Sc) et d’autre part on

modifie la distance entre l’anode et la cathode (40 mm, 70 mm) (figure III-1).

Dans tous les cas, les corps d’épreuve sont composés de deux barres d’acier de 25 mm de

diamètre et d’un enrobage de 15 mm tout autour de la barre (anode) qui est soumise à la

corrosion.

S=1 S=1/2 S=1/4

Type A Type B Type C

Type A’ Type B’

Figure III- 1 : Présentation des différentes éprouvettes

A C A C

C A

A C 40 mm

A C 70 mm D

ista

nce

en

tre a

rma

ture

s va

ria

ble

Surface anodique variable


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Figure III- 2 : Photo des armatures avec les

différentes surfaces anodiques

Figure III- 3 : Photo d’une éprouvette de

type B’

Figure III- 4 : Schéma d’une éprouvette et différents types de surfaces anodiques

La surface cathodique est de 31,4 cm2. Trois différentes surfaces anodiques sont étudiées (SA,

SB, SC) et plusieurs échantillons ont été réalisés suivant le type de surface anodique et suivant

la distance entre l’anode et la cathode (figures III-2, III-4 et tableau III-1). Deux séries

d’éprouvettes ont été préparées dans les mêmes conditions mais coulées séparément. La

première série (A1, A2, B1, A’1, …) a été utilisée pour mettre au point la méthode de

classification des salves attribuées à la corrosion (paragraphe III.3). La deuxième série (A1a,

A2a, B1a, …) a été utilisée pour valider la méthode de classification et comparer l’évolution

des événements acoustiques avec les différentes formes de corrosion observées (paragraphe

III.4).

10

0 m

m

15

mm

4

0 m

m

Zone

carbonatée

Acier nu

Acier nu

Ano

de

Cat

hode

4 cm

Type A/A’

A A

2 cm

Type B/B’ Type C

1 cm

40 et 70 mm 15 mm


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Tableau III- 1: Tableau des différentes surfaces anodiques

Type d’armature Surface polarisée

Type A: A1/ A2/ A1a/ A2a/ A3a/ A4a

Type A’ : A’1/ A’2

SA = 31,4 cm2

Type B: B1/ B2/ B1a/ B2a/ B3a/ B4a

Type B’: B’1/ B’2

SB = 15,7 cm2

Type C: C1/ C2/ C1a/ C2a/ C3a/ C4a SC = 7,85 cm2

Les procédures de carbonatation et de préparation des éprouvettes sont expliquées au chapitre

II. Les armatures ont été pesées avant et après le test de corrosion accélérée en utilisant une

éprouvette témoin. Les masses sont présentées dans le tableau suivant (tableau III-2).

Tableau III- 2: Masses des armatures

Type d’armature A1 A2 A1a A2a A3a A4a Masse avant essai (g) 380,480 383,320 373,765 377,173 368,475 391,543 Masse après essai (g) 380,170 / 373,48 376,939 368,202 391,345 Type d’armature B1 B2 B1a B2a B3a B4a Masse avant essai (g) 383,650 385,320 373,747 390,251 386,162 366,835 Masse après essai (g) 383,330 384,864 373,408 389,771 385,666 366,429 Type d’armature C1 C2 C1a C2a C3a C4a Masse avant essai (g) 387,380 386,720 375,072 396,629 388,476 377,858 Masse après essai (g) 387,080 386,232 374,902 396,416 388,282 377,696 Type d’armature A’1 A’2 B’1 B’2 Masse avant essai (g) 382,900 383,630 384,930 384,540 Masse après essai (g) 382,400 / 384,362 383,920

2.2. Détails de l’essai

L’essai étudié est l’essai G-Car décrit au chapitre II.2.2.3. Il s’agit de créer une macro-pile

entre deux armatures coulées dans un même béton.

Afin d’évaluer la corrosion par plusieurs méthodes et de vérifier leur concordance, les

éprouvettes sont suivies à l’aide de mesures électriques et électrochimiques et par émission

acoustique (figures III-5 et III-6).


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acquisition EA

Figure III- 5 : Schéma de montage du suivi électrochimique et par EA

Figure III- 6 : Photo de la cellule de

corrosion accélérée

2.3. Contrôle du développement de la corrosion

2.3.1. Contrôles électrochimiques

2.3.1.1. Suivi du potentiel libre anodique et cathodique

Deux types de potentiel électrochimique de l’armature sont mesurés par rapport à une

électrode de référence au calomel saturé (ECS), le potentiel libre de l'armature et le potentiel

de la pile ou potentiel du circuit. Les mesures du potentiel nous permettent de vérifier si

l’armature se trouve dans le domaine de corrosion probable.

Avant de démarrer le test de corrosion accélérée en connectant les deux armatures, pour

l’ensemble des échantillons partiellement immergés dans l’eau, le potentiel de la cathode est

mesuré afin de valider la passivation de celle-ci et le potentiel libre anodique de l’armature est

Ele

ctro

de

Cal

om

el S

atu

ré

V

i

Cat

hode

Ano

de

R

V


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mesuré afin de vérifier si cette dernière est dans le domaine probable de corrosion (figure III-

7). Mais pour obtenir la valeur de ce potentiel, il est nécessaire d’ouvrir le circuit c’est-à-dire

de déconnecter les armatures entre elles, ce qui modifie la cinétique du processus (chapitre

II.2.4.1.2). Par conséquent, par la suite, on s’est contenté de suivre le potentiel du circuit.

Le potentiel libre de l’armature est mesuré pendant dix jours en utilisant une électrode de

référence au calomel saturé (ECS). Nous observons qu’après immersion des épreuves dans

l’eau à (t>0), le potentiel libre décroît rapidement pour atteindre après deux jours des valeurs

entre -125 mV et -275 mV/ ECS correspondant au domaine probable de corrosion selon

ASTM C876-91 et RILEM TC 154-ECM [ASTMC876, 91] [Elsener, 2003]. Ces valeurs

continuent à décroître entre -300 mV et -450 mV/ ECS et se stabilisent après cinq jours. Le

graphe suivant (figure III-7) indique l’évolution du potentiel de l’armature anodique et de

l’armature cathodique pour la première série d’échantillons.

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

0 2 4 6 8 10Temps (j)

Pot

entie

ls (m

V/E

CS

)

ttl

A1 anodeA1 cathodeA2 anodeA2 cathodeB1 anodeB1 cathodeB2 anodeB2 cathodeC1 anodeC1 cathodeC2 anodeC2 cathode

Figure III- 7 : Potentiels libres anodique et cathodique des armatures avant connexion

électrique

On remarque que la différence de potentiel anodique et cathodique pour l’épreuve B1 est très

faible alors que celle de l’épreuve A1 est très importante. La protection cathodique pendant la

carbonatation du béton a joué son rôle puisque son potentiel pour l’ensemble des épreuves est

bien inférieur au potentiel anodique. Cela nous permet de vérifier si l’armature est dans le

immersion


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domaine de corrosion probable c’est-à-dire autour de -350 mV/ ECS ce qui correspond à une

très forte probabilité de corrosion suivant ASTM C 876 et RILEM TC 154-EMC [ASTM,

1991] [Elsener, 2003]. Lorsque l'armature est passive, le potentiel varie entre 0 et -200

mV/ECS (électrode au calomel) et au cours de l’humidification de l’éprouvette, il devient plus

positif. Par contre, si l'armature est dépassivée, le potentiel devient encore plus négatif et sa

valeur est comprise entre -300mV et -600 mV au cours de l’humidification du béton [AFPC-

AFREM, 1997], [Ping Gu, 1998].

Tous les échantillons, à l'exception de celui avec l'armature A2, sont gardés pour poursuivre

les essais de corrosion accélérée. Seul le modèle A2 a été retiré et rompu. La progression du

front de carbonatation est contrôlée avec la phénolphtaléine. Cela permet de vérifier que le

front de carbonatation a bien atteint l'armature (figure III-8).

Figure III- 8 : Photo de l’éprouvette A2 fendue après un test en immersion pendant dix jours

Le potentiel indique que l’armature cathodique est dans un domaine de corrosion probable

[ASTM, 1991]. Cela est confirmé par le test à la phénolphtaléine. Le dioxyde de carbone a

réussi à diffuser le long de l’armature à l’interface acier-béton. L’armature avant coulage est

recouverte sur une grande partie, excepté la zone de polarisation, d’une protection anti-rouille.

La présence de cette protection sur l’armature empêche l’adhérence acier-béton, permettant la

diffusion du dioxyde de carbone le long de cette interface. Pour pallier ce problème, les

éprouvettes suivantes ont reçu en surface, à la jonction du béton et de l’armature cathodique,

une protection époxy.


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-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

10 20 30 40 50 60Temps (j)A1 B1 C1

Pote

ntie

l anodi

que

(mV

/EC

S)

Figure III- 9 : Potentiel libre anodique en fonction du temps après connexion des armatures

Si on analyse les résultats des figures III-7 et III-9 au regard de la recommandation ASTM

C876-91, les armatures sont dépassivées. On remarque que l’évolution du potentiel libre des

armatures n’est pas le même suivant les barres et dépend de plusieurs facteurs :

• du potentiel anodique de la barre au début de l’essai ; les valeurs varient de -100 mV à

+ 100 mV (figure III-7).

• du courant galvanique créé dans le cas de connexion des armatures cathodiques et

anodiques entre elles.

• le suivi du potentiel libre est une indication qualitative sur l’état de l’armature mais la

cinétique du système dépend de l’évolution du potentiel du circuit et de la différence

de potentiel entre les deux armatures au moment de la connexion.

• de la distance entre les deux armatures anodique et cathodique.

• du rapport entre la surface de polarisation anodique et cathodique.

2.3.1.2. Suivi du potentiel du circuit

L’essai de corrosion accélérée commence lorsque les deux armatures (anode et cathode) sont

connectées entre elles. Le potentiel du circuit est relevé et représenté sur la figure III-10

pendant les 30 premiers jours des essais.


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2.3.1.2.1. Influence du rapport Sa/Sc et de la distance

anodique/cathodique

-700

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

0 10 20 30 40

Temps (j)

Pot

entie

l circ

uit (m

V/ E

CS)

e d

Sa/Sc=1; d=40mm Sa/Sc=1/2; d=40mmSa/Sc=1; d=70mm Sa/Sc=1/2; d=70mm

Figure III- 10 : Suivi du potentiel du circuit pour des rapports Sa/Sc différents et des

distances anodiques/ cathodiques différentes

On constate que le potentiel du circuit des éprouvettes de type B (Sa/Sc=1/2 et d=40 mm) est

plus négatif que celui des éprouvettes de type A (Sa/Sc=1 et d=40 mm) pouvant atteindre des

valeurs jusqu’à -650 mV contre -500 mV. Cela confirme qu’une corrosion par courant

galvanique est plus importante pour des éprouvettes de type B (densité de courant de

corrosion de 3 µA/cm2) que pour des éprouvettes de type A (densité de courant de corrosion

de 1,5 µA/cm2). Le rapport Sa/Sc a une influence sur le courant de corrosion [Andrade, 2008]

De même, le potentiel des éprouvettes de type B’ (Sa/Sc=1/2 et d=70 mm) atteint des valeurs

entre -350 mV et -480 mV contre -650 mV pour des éprouvettes de type B. La distance entre

les armatures a une influence sur le courant galvanique. La résistivité du béton entre les deux

armatures des éprouvettes de type B’ est plus importante limitant le passage du courant et

diminuant la corrosion due au courant galvanique.


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2.3.1.2.2. Influence de la différence de potentiel entre les deux

armatures au moment de leur connexion

-600

-500

-400

-300

-200

-100

00 10 20 30 40

Temps (jour)

Pot

entie

ls (m

V/E

CS

)

C

S)

Anode A1

Cathode A1

Circuit A1

Anode A2a

Cathode A2a

Circuit A2a

Anode A3a

Cathode A3a

Circuit A3a

Figure III- 11 : Evolution des potentiels libres et du potentiel du circuit pour des armatures

dont Sa/Sc=1 et d=40 mm

La différence de potentiel libre entre les armatures anodiques et cathodiques influe sur la

cinétique de corrosion, donc sur le courant de corrosion. En analysant la figure III-11, on

constate que :

• armature A1 : pour une différence de potentiel de 160 mV entre l’anode et la cathode

avant connexion, le potentiel libre anodique varie de -80 mV.

• armature A2a : pour une différence de potentiel de 150 mV entre l’anode et la cathode,

le potentiel libre anodique varie de -30 mV.

• armature A3a : pour une différence de potentiel de 90 mV entre l’anode et la cathode,

le potentiel libre anodique varie de -10 mV.

Si on compare au courant galvanique relevé sur cette période, on a les valeurs suivantes :

• Ig(A1)= 35 µA pour un potentiel anodique de -500 mV.

• Ig(A2a)=24 µA pour un potentiel anodique de -530 mV.

• Ig(A3a)=18 µA pour un potentiel anodique de -460 mV.

Le potentiel libre de l’anode et la différence de potentiel entre les armatures avant connexion

sont autant de facteurs influant sur la corrosion de l’armature qui sont à déterminer avant

chaque essai. Bien que les éprouvettes aient été préparées et stockées dans les mêmes

conditions, le suivi du potentiel libre anodique montre que les conditions de corrosion sont

différentes pour chaque armature.

Connexion électrique


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2.3.2. Contrôle du courant

2.3.2.1. Par suivi de la tension du circuit

Pour ne pas perturber le processus de corrosion, une résistance fixe dont la valeur est connue

est montée en série entre les deux armatures connectées. Cela permet de suivre l’évolution du

courant galvanique en suivant l’évolution de la tension aux bornes de la résistance.

Le courant de corrosion est suivi durant tout le test. Le tableau (tableau III-3) et le graphe

(figure III-12) montre le suivi de la densité du courant galvanique pour des éprouvettes de

type A, A’, B, B’ et C pour une durée de 40 jours.

Tableau III- 3: Tableau des différentes densités de courant

Type d’éprouvette Densité de courant Surface polarisée Distance entre

armatures

A 1,6 à 2,5 µA/cm2 Sa=Sc 40 mm

B 1,2 à 3,9 µA/cm2 Sa=Sc/2 40 mm

C 3,1 à 6,8 µA/cm2 Sa=Sc/4 40 mm

A’ 0,3 µA/cm2 Sa=Sc 70 mm

B’ 0,6 à 1,3 µA/cm2 Sa=Sc/2 70 mm

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Temps (j)Sa=Sc; d=40 mm Sa=Sc; d=70 mmSa=Sc/2; d=40 mm Sa=Sc/2; d=70 mmSa=Sc/4; d=40 mm

Den

sité

de

cour

ant g

a lv

aniq

ue (

µA

/cm

2)

Figure III- 12 : Courant galvanique pour des éprouvettes Sa=Sc, Sa=Sc/2 et Sa=Sc/4,

distance entre armatures égale à 40mm ou 70mm

Plus la distance entre l’anode et la cathode est grande, plus le courant galvanique est faible.


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De même, le rapport de surface (Sa/Sc) est déterminant dans l’évolution du courant

galvanique. Pour une distance de 70 mm, le courant galvanique est relativement stable sur une

période de 40 jours alors qu’il est croissant lorsque la distance entre les armatures est de 40

mm.

2.3.2.2. Par calcul de la perte de masse

A la fin du test, pour vérifier si le courant mesuré correspond au courant de corrosion calculé

par la loi de Faraday, l’échantillon est rompu. L’armature est nettoyée et placée dans la

solution de Clarke selon la norme ASTMG1-90 [ASTM, 1990] et la perte de masse est

mesurée. Le tableau III-2 donne les pertes de masse relevées pour l’ensemble des corps

d’épreuve. La perte de masse pour l’armature A1 après 120 jours d’essai est de 0,31 g.

Le courant calculé au chapitre II.4.2 selon la loi de Faraday donne :

µAi 103= et 2/3,3 cmµAS

ij ≅=

Le courant de corrosion moyen calculé par la loi de Faraday sur la période d’essai t1 est de

103 µA, c'est-à-dire une densité de courant de corrosion de 3,3 µA/cm2. Si l’on compare avec

le courant relevé et tracé à la figure III-12 d’une valeur de 1,6 µA/cm2 sur une durée de 40

jours et de 2,7 µA/cm2 sur une durée de 110 jours (tableau III-4), on constate que le courant

calculé est supérieur. L’ensemble des données sont notées dans le tableau III-4 en fonction

des rapports Sa/Sc et de la distance entre armatures.

Tableau III- 4: Récapitulatif des caractéristiques et des différents contrôles effectués sur les

corps d’épreuve avec un courant galvanique par macro-pile

Barre A1 A’1 B1 B2 B’1 B’2 C1 C2

Rapport Sa/Sc 1/1 1/1 1/2 1/2 1/2 1/2 1/4 1/4

Distance anode/ cathode

(mm)

40 70 40 40 70 70 40 40

t1 (j) 120 45 60 80 45 45 60 80

Potentiel circuit/ECS (mV) à

la fin de l’essai

-418 -402 -334 -280 -410 -465 -423 -310

t2 (j) 0 120 120 190 120 120 120 190

Perte de masse (g) 0,31 0,50 0,320 0,456 0,568 0,620 0,300 0,488

j1 (µA/cm2) 3,3 14,1 13,5 14,5 31,5 33,8 25,4 31,1

j2 (µA/cm2) 3,3 3 4,5 4,3 8,6 9,2 8,5 9,2

jG (µA/cm2) 2,7 0,3 1,9 5,4 1,1 2,5 7,6 11,4

Avec : t1 : durée d’immersion dans la cellule de corrosion.


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t2 : temps écoulé entre la sortie de la chambre de carbonatation et l’immersion

dans la cellule de corrosion.

j1 : densité de courant de corrosion calculé (loi de Faraday) sur la durée t1.

j2 : densité de courant de corrosion calculé (loi de Faraday) sur la durée t1+t2.

jG : densité de courant galvanique relevé sur la durée t1-10 jours (dès

connexion des armatures).

On peut remarquer que la densité de courant galvanique calculée par la loi de faraday j2 n’est

pas du même ordre de grandeur que la densité de courant galvanique relevé jG pour les barres

de type A’ et B’. Cela confirme que la distance entre les armatures est trop importante,

diminuant l’impact du courant galvanique. La densité de courant de corrosion j2 très

supérieure à jG montre qu’il y a bien eu une corrosion due à des micro-piles (tableau III-4), le

potentiel du circuit se trouvant dans un domaine de corrosion très probable entre -400 et -465

mV à la fin de l’essai.

En analysant le tableau III-4, on constate qu’il y a des différences entre le courant calculé et le

courant relevé. En général le courant calculé à partir des pertes de masse est supérieur au

courant relevé. Plusieurs raisons peuvent être à l’origine de cette différence:

• le nettoyage de la barre selon la norme ASTM G1-90 après l’essai de corrosion : le

brossage métallique de la barre enlève trop de matière.

• le temps pris en compte pour le calcul du courant de corrosion par la loi de Faraday

est différent du temps correspondant à l’essai. Certains corps d’épreuve sont laissés

en chambre tempérée après leur sortie de la chambre de carbonatation.

• les résistances montées en série sont trop faibles pour la mesure du courant

galvanique à l’origine d’une incertitude dans la mesure de la tension du circuit.

• la corrosion par micro-piles peut démarrer dès que le front de carbonatation atteint

l’armature dans le béton. En effet, lorsque l’éprouvette carbonatée sort de la chambre

de carbonatation, la barre est déjà dépassivée. Comme celle-ci n’est pas utilisée

immédiatement d’une part afin de stabiliser son hygrométrie et d’autre part dans

l’attente de démarrer l’essai et que les conditions de corrosion sont réunies, le

processus de corrosion peut commencer. De plus, l’éprouvette est placée dans l’eau

avant le test pour suivre l’évolution du potentiel, initiant et propageant la corrosion

par micro-piles [Andrade, 2008].

• lorsque de la corrosion par piqûre est induite par un courant galvanique, cela génère

des différences de potentiel localement provoquant de la corrosion par micro-piles.

• l’estimation de la surface polarisée à prendre en compte dans le calcul.


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2.3.3. Contrôle visuel

Les premiers résultats électrochimiques ont montré que les corps d’épreuve testés étaient dans

un état de corrosion très probable. En créant un courant galvanique, on provoque une

corrosion accélérée. Le contrôle visuel permet de valider ou d’infirmer ce qui a été constaté

précédemment et de vérifier l’influence des paramètres tels que la durée de conservation de

l’éprouvette avant l’essai, le rapport Sa/Sc et la distance entre les armatures. Ce contrôle est

qualitatif et ne donne qu’une indication de l’évolution de la corrosion d’une armature coulée

dans le béton.

2.3.3.1. Influence de la durée de conservation avant l’essai

Deux éprouvettes de type A ont été testées sans courant galvanique, l’une en immersion et

fendue après 10 jours, l’autre à température ambiante (20°C et HR=60%) et fendue après 120

jours. Les photos des figures III-13 et III-14 montrent l’évolution de la corrosion.

On constate que d’une part, avant de démarrer l’essai de corrosion accélérée il y a bien

corrosion par micro-piles (figure III-13) et que d’autre part le processus de corrosion par

micro-piles évolue dans le temps (figure III-14).

Figure III- 13 : Eprouvette A2 après essai en

immersion pendant 10 jours

Figure III- 14 : Eprouvette A’2 après

essai à température ambiante durant 120 j

Anode Cathode

Béton entourant l’anode


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2.3.3.2. Influence du rapport de surface

Figure III- 15 : Eprouvette B2 après 90 jours

d’essai et avec courant galvanique

Figure III- 16 : Armatures de l’éprouvette B2

Figure III- 17 : Eprouvette C2 après 90

jours d’essai et avec courant galvanique

anode

anode cathode

anode cathode

cathode


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Les photos (figures III-15, III-16 et III-17) permettent de remarquer que la surface des zones

attaquées par la corrosion est à peu près identique même si la surface anodique est deux fois

plus grande. La mesure du courant galvanique relevé est également à peu près similaire (85

µA pour B2 et 90 µA pour C2) ce qui valide l’observation visuelle.

En revanche, la densité de courant de corrosion de la barre C2 (j1= 31,1 µA/cm2 et j3=11,4

µA/cm2) est bien deux fois plus grande que celle de la barre B2 (j1= 14,5 µA/cm2 et j3=5,4

µA/cm2).

2.3.3.3. Influence de la distance entre armatures

Le courant galvanique de l’éprouvette B1 (IG = 30 µA) est plus important que celui de

l’éprouvette B’1 (IG = 15 µA) confirmant que lorsque la distance entre les armatures est petite

(40 mm au lieu de 70 mm), cela favorise le passage du courant.

Lorsqu’on compare à la perte de masse et à la différence de potentiel du circuit (tableau III-4),

les photos (figures III-18 et III-19) montrent confirme bien une corrosion plus importante

pour l’éprouvette B’1 que pour l’éprouvette B1 correspondant aux données relevées

(m(B’1)=0,568 g et m(B1)=0,320 g) et attestant qu’une corrosion par micro-piles a eu lieu

en même tant que la corrosion par courant galvanique.

Figure III- 18 : Photo éprouvette B’1 après 45

jours d’essai et avec courant galvanique. Photo

de l’armature anodique

Figure III- 19 : Photo éprouvette B1 après

60 jours d’essai et avec courant galvanique

Anode


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2.3.3.4. Influence du courant galvanique

Figure III- 20 : Photo éprouvette A’2 après

120 jours sans courant galvanique

Figure III- 21 : Photo éprouvette A1 après 120

jours d’essai et avec courant galvanique

En comparant les photos des figures III-20 et III-21, on constate après 120 jours d’essai que

l’éprouvette A1 a subi une corrosion plus importante que l’éprouvette A’2.

On constate d’une part que le courant galvanique a une influence sur la corrosion et d’autre

part qu’il y a bien deux types de corrosion, la corrosion par micro-piles constatée sur les corps

d’épreuve qui n’ont pas eu de courant galvanique (A’2) et la corrosion par macro-pile pour les

éprouvettes dont les armatures ont été connectées (A1).

2.4. Conclusion

En faisant varier différents paramètres comme le rapport de surfaces Sa/Sc et la distance entre

les armatures, on fait varier IG et Icorr, avec pour objectif de détecter cette variation par

émission acoustique. L’essai de carbonatation accélérée du béton permet de dépassiver

l'armature de façon uniforme sur une zone prédéfinie. En appliquant la loi de Faraday, on

obtient une corrélation entre la perte de masse théorique et réelle pour des essais dont la

distance entre les deux armatures est faible permettant plus facilement le passage du courant

galvanique et dont la corrosion par micro-piles est faible devant la corrosion par macro-piles.

Anode Cathode

anode

cathode


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L'essai de corrosion accélérée par macro-pile permet de fournir des conditions fiables de

développement de la corrosion. L'armature anodique dans le béton est corrodée et la densité

de courant de corrosion varie entre 1 et 20 µ A/cm2. Mais le processus de corrosion dépend

de la différence initiale entre le potentiel cathodique et le potentiel anodique, ce qui rend

difficile la reproductibilité des essais.

Les essais de corrosion accélérée par courant galvanique montrent que l’on obtient bien de la

corrosion et dans des délais assez courts de l’ordre de 2 à 3 mois avec des courants de

corrosion proches de ceux rencontrés dans les structures en béton armé.

Mais l’analyse des mesures électrochimiques laisse entrevoir des mises au point à faire quand

à la validité de l’essai.

• la distance entre l’anode et la cathode ne doit pas excéder 40 mm. Plus elle sera

faible, plus la corrosion par macro-pile sera importante.

• la différence de potentiel entre l’anode et la cathode doit être la plus grande possible

pour accélérer le passage du courant. Pour cela la cathode doit être maintenue

totalement passivée.

• limiter le temps de carbonatation pour que la corrosion ne démarre pas trop tôt.

• les essais devront démarrer au plus tôt après la sortie de la chambre de carbonatation

pour limiter la corrosion par micro-piles et contrôler aussi le courant galvanique.

La mesure du courant galvanique n’est pas un indicateur pertinent car il n’est pas représentatif

des conditions réelles de corrosion. Il faut prendre en compte également le courant par micro-

piles pour déterminer le courant de corrosion Icorr. Dans le cas de courant galvanique élevé

de 10µA/cm2 à 100 µA/cm2 comme dans les premiers essais expliqués au chapitre II, la

mesure de IG donnait un état approximatif du courant de corrosion Icorr de l’armature

acceptable et en adéquation avec ce qui était enregistré par émission acoustique. Dès que IG

est approximativement du même ordre de grandeur que Imicro-piles, il n’est plus représentatif de

Icorr. Afin de corréler les mesures effectuées par émission acoustique, il faut connaître l’état de

l’armature anodique et donc de Icorr au cours du temps. C’est ce que nous nous attacherons à

faire par la suite.


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3. Analyse des résultats d’émission acoustique

3.1. Introduction

Les premiers résultats indiquent que l'initiation de la corrosion génère de l’activité acoustique.

Les échantillons de béton sont contrôlés par émission acoustique tout d’abord dans l’air

ambiant, puis une fois immergés et après avoir établi la connexion entre les armatures

anodique et cathodique. Cela permet de différencier l'origine des différentes salves obtenues.

Ce paragraphe traite de la manière dont les salves ont été classifiées en examinant tout d'abord

les formes d'onde une par une. Cette classification permet ensuite à partir des paramètres de

chaque classe de déterminer des filtres paramétriques et de vérifier la validité de ces

hypothèses sur de nouveaux essais. Puis pour chaque classe répertoriée, l’activité de corrosion

est mise en parallèle avec les événements acoustiques.

3.2. Analyse temporelle

L’analyse temporelle permet de suivre l’évolution dans le temps de l’éprouvette et donc de

l’armature dans le béton. Nous allons analyser dans un premier temps les résultats des deux

éprouvettes B2 et C2. Les premiers résultats n’ont pas été filtrés (figures III-22 et III-23).

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60

Temps (jour)

Am

plitu

de (dB

)

Figure III- 22 : Amplitude (dB) en fonction du temps (jour) de l’éprouvette B2

immersion Addition d’eau dans la cellule



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30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60

Temps (jour)

Am

plitu

de (dB

)

)

Figure III- 23 : Amplitude (dB) en fonction du temps (jour) de l’éprouvette C2

Le suivi a été fait en continu pour ne perdre aucune information. Le fait d’immerger

l’éprouvette et de connecter les armatures entre elles accélère le processus de corrosion.

Lorsqu’on analyse les figures III-22 et III-23, l’activité enregistrée ne donne pas la même

évolution et laisse penser à des cinétiques de corrosion différentes.

En corrélant ces résultats avec ceux décrits au paragraphe III.2.3, ces deux éprouvettes ont des

courants de corrosion de l’ordre de 80 µA et des masses à peu près identiques dans les mêmes

conditions d’essai (tableau III-5). Les potentiels anodiques de B2 et de C2 avant la connexion

des armatures sont de -380 mV, ce qui explique qu’une corrosion par micro-piles a eu lieu.

Tableau III- 5: Suivi du courant pour les éprouvettes B2 et C2

Masse perdue (g) t1 (j) t1+t2 (j) jG (t1) (µA/cm2) j2 (t1+t2) (µA/cm2)

B2 0,456 80 270 5,4 4,3

C2 0,488 80 270 11,4 9,2

Figure III- 24 : Photo du béton entourant la

barre anodique B2 après 80 jours d’essai

Figure III- 25 : Photo de l’épreuve C2 après

80 jours d’essai


immersion Addition d’eau dans la cellule


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En analysant les graphiques, l'activité augmente après addition d'eau dans la cellule puis

diminue au bout d’un jour pour les deux échantillons. Lorsque les deux armatures sont

connectées au bout de dix jours, l'activité se poursuit mais à des instants différents pour les

deux échantillons. Comme il a été expliqué au III.2.3, la seule mesure du courant galvanique

n’est pas représentative du courant de corrosion puisqu’il ne tient pas compte du courant

induit par la corrosion par micro-piles. La perte de masse finale ne nous permet pas de

connaître la cinétique de corrosion et de déterminer avec précision quelle part de la corrosion

par micro-piles a eu lieu pendant et avant l’acquisition par émission acoustique.

Afin de corréler les événements acoustiques et la corrosion de l’armature, il faudrait

connaître : Icorr = Igalva+Imicropile à chaque instant de l’enregistrement par émission acoustique.

Ceci est confirmé par l’étude sur l’éprouvette A’2 qui n’a pas subi de corrosion par courant

galvanique (figure III-26).

30

40

50

60

70

80

0 2 4 6 8 10Temps (j)

Am

plitu

de (d

B)

de

Figure III- 26 : Amplitude de A’2 à température ambiante en fonction du temps

L’éprouvette A’2 est sortie de la chambre de carbonatation depuis 120 jours et laissée en

chambre tempérée à 20°C. L’éprouvette fendue, on constate qu’ il y a bien eu corrosion

(figure III-20).

On remarque qu’une activité acoustique est enregistrée pour des courants galvaniques nuls.

On enregistre bien une activité même peu importante pour de faibles courants de corrosion,

due seulement aux micro-piles.

Cette seule analyse de l'amplitude n'est pas suffisante pour déterminer l'origine des salves.

D’autres paramètres extraits des salves peuvent être déterminants et nous permettre de mieux

identifier les salves dues à la corrosion.


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3.3. Identification des paramètres d’EA les plus pertinents

Plusieurs paramètres peuvent être extraits d’une salve. L’analyse de l’évolution temporelle de

ces paramètres permet de renseigner sur l’évolution des phénomènes. Mais il peut y avoir

redondance d’informations entre certains paramètres. Enfin, il est intéressant de distinguer

quels sont les paramètres les plus porteurs d’information.

L’analyse en composantes principales (ACP) donne une indication de la dépendance des

paramètres entre eux. C’est une méthode permettant de mettre en évidence des corrélations

entre des variables prises deux à deux dans un ensemble de données multidimensionnelles et

de détecter éventuellement des valeurs suspectes. Le but de l’ACP est de représenter des

variables de dimensions n dans une dimension plus petite contenant la plupart de

l’information. Il s’agit en combinant les variables initiales de créer de nouvelles variables

factorisées appelées composantes principales. Graphiquement, les points sont projetés sur des

axes et leurs nouvelles coordonnées sont les valeurs des composantes principales. L’ACP

précède souvent une classification voire une régression multivariée.

A partir des paramètres fournis par les salves lors des différents essais réalisés, on obtient les

représentations graphiques des figures III-27 et III-28.

Lorsqu'on se place en dimension deux, les points de l’échantillon ne sont plus représentés que

sur un plan perdant ainsi une partie de l’information. Le résultat d'une ACP sur ce plan

consiste à déterminer les deux axes qui expliquent le mieux la dispersion de ces points. Ces

axes représentent les composantes principales.

Les composantes principales, variables décorrélées deux à deux, définissent des directions de

l’espace qui sont deux à deux orthogonales. Le premier axe représente la première

composante principale, fournissant la plus grande partie de l'information d'origine. Puis on

trace la représentation des points dans les plans définis par ces nouveaux axes. Lorsque les

unités de mesure diffèrent d'une variable à l'autre (ex : fréquence moyenne en kHz, énergie

absolue en atto-joule), le recours à la réduction des variables est systématique, permettant

d'atténuer l'effet d'échelle, c’est la normalisation.

Le premier graphe est la représentation des différents paramètres à partir des deux premières

composantes principales PC1 et PC2 (figure III-27). Le deuxième graphe est la représentation

à partir de la première et troisième composantes principales PC1 et PC3 (figure III-28).


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Figure III- 27 : Représentation des paramètres selon la méthode ACP pour l’éprouvette B2

suivant deux composantes principales PC1/PC2

Figure III- 28 : Représentation des paramètres selon la méthode ACP pour l’éprouvette B2

suivant deux composantes principales PC1/PC3

Eprouvette B2

Eprouvette B2


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L’analyse des graphes (figures III-27 et III-28) nous indique que l’amplitude, l’énergie

absolue et les coups fournissent à peu près la même information. Ils se trouvent sur un même

côté de l’axe principal. De même le nombre de coups, le temps de montée, la durée

fournissent également la même information et donc la même représentation graphique. Les

figures III-29 et III-30 représentent pour le même essai, le graphe de l’amplitude en fonction

du temps et le graphe du nombre de coups en fonction du temps.

35

45

55

65

75

85

95

0 10 20 30 40 50 60Temps (jour)

Am

plitu

de (dB

) B

)

Figure III- 29 : Amplitude en fonction du temps pour l’éprouvette B2

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 10 20 30 40 50 60Temps (jour)

Nom

bre

de c

oups

b

s

Figure III- 30 : Nombre de coups en fonction du temps pour l’éprouvette B2

On constate qu’on obtient à peu près la même information.

Par contre, la fréquence au pic P-Frq et la moyenne fréquentielle A-Frq sont deux paramètres

fortement dé-corrélés qui sont susceptibles de porter des informations différentes.

Pour rechercher un maximum d’information permettant de différencier les salves, on


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s’intéresse aux paramètres indépendants en les combinant entre eux. Les paramètres à retenir

pour les études suivantes sont l’Amplitude ou le nombre de coups, le temps de montée (Rise)

ou la durée (Duration), la fréquence au pic (P-Frq) et la fréquence moyenne (A-Frq).

3.4. Analyse multi-paramétriques

Les salves sont déterminées à partir de plusieurs paramètres. Il est ainsi possible de

caractériser des formes d’onde appartenant à un même groupe à partir de deux ou plusieurs

paramètres. Les paramètres choisis sont des variables dé-corrélées entre elles, c’est-à-dire sur

des axes orthogonaux par rapport à un axe principal, fournissant le plus d’information. Ces

variables sont obtenues à partir de l’analyse en composantes principales expliquée au III.3.3.

Les deux graphes (figures III-27 et III-28) indiquent que la moyenne fréquentielle (A-Frq), la

fréquence maximum (P-Frq) et la durée de la salve (Duration) sont fortement décorrélées.

Figure III- 31 : Graphe 3D (P-Frq, A-Frq, duration) de l’éprouvette B2

On s’aperçoit que des groupes de salves se dessinent (figure III-31). L’analyse des paramètres

des salves à l’intérieur de chaque groupe va permettre de les identifier et de les classifier.


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3.5. Reconnaissance et classification des salves

La méthodologie que nous allons décrire a été mise au point à partir des résultats obtenus sur

les échantillons B2 et C2. Cela consiste en la séparation des salves par l’analyse des formes

d’onde pour un essai donné et en la classification de ces formes en groupes prenant en compte

leur aspect d’une part, puis les caractéristiques des salves d’autre part.

Dans un premier temps, l’analyse des formes d’onde nous permet d’éliminer certaines salves

correspondant à des bruits liés à la chaîne d’acquisition ainsi qu’aux bruits environnants tels

les impulsions de Dirac ou le bruit continu. Ces salves ont la forme et les caractéristiques

suivantes (figures III-32 et III-33).

Figure III- 32 : Forme d’onde d’un bruit continu

Tableau III- 6 : paramètres de la salve (figure III-32)

Rise Count Durat Ampl A-Frq P-Frq

1 1 1 A<40 0 ou 1000 100

Figure III- 33 : Forme d’onde, impulsions de Dirac


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2 4 >500 50 0 ou 1000 200

Tout d’abord, l’essai est décomposé en plusieurs étapes ce qui permet de donner une

correspondance entre les salves obtenues et l’état dans lequel peut se trouver l’armature en

relation avec les résultats électrochimiques expliqués au III.2.3.1.

- L’éprouvette est tout d’abord suivie par émission acoustique avant son immersion. Le

capteur d’émission acoustique est placé sur le béton. Les formes de la majorité des salves

rencontrées sont présentées sur la figure III-34.

Les caractéristiques extraites de cette salve sont données dans le tableau III-8.

Figure III- 34 : Forme d’onde

Figure III- 35 : Spectre associé



7 1 8 37 125 156

Ces formes d’onde sont regroupés dans une classe appelée classe 0.

Ce sont des salves de faible amplitude dont la plus grande partie de la forme d’onde est

inférieure au seuil d’acquisition. Ce seuil de 35 dB est imposé par les limites de l’appareillage

ne permettant pas d’une part, une grande capacité de stockage de l’ensemble des salves et

d’autre part, de les séparer des autres bruits de la chaîne d’acquisition. Ces signaux de la

classe 0 ainsi que les bruits identifiés précédemment seront éliminés par le traitement des

données.

- Après quelques jours en immersion, de nouvelles salves apparaissent avec la forme suivante

(figures III-36 et III-38):

1000


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Figure III- 36 : Forme d’onde associée à une salve. Figure III- 37 : Spectre associé à

la forme d’onde figure III-36.

Tableau III- 9 : Récapitulatif des paramètres de la salve figure III-36


35 13 127 45 102 163

Figure III- 38 : Forme d’onde associée à une salve.

Figure III- 39 : Spectre associé à la

forme d’onde III-38.

Tableau III- 10 : Récapitulatif des paramètres de la salve figure III-38


10 12 76 45 158 161

Ces formes d’onde sont regroupés dans une classe appelée classe 1.

- Les corps d’épreuve sont toujours immergés. Les armatures anodique et cathodique sont

connectées entre elles. Après connexion des armatures, on trouve toujours des salves de classe

1 mais de nouvelles salves apparaissent. Elles ont les formes et les caractéristiques suivantes

(figures III-40 et III-42).

1250

1250


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Figure III- 40 : Forme d’onde associée à une salve

Figure III- 41 : Spectre associé à la

forme d’onde III-40

Tableau III- 11 : Récapitulatif des paramètres


55 31 166 47 187 239

Figure III- 42 : Forme d’onde

Figure III- 43 : Spectre associée à la forme

d’onde III-42

Tableau III- 12 : Récapitulatif des paramètres


20 21 129 49 163 258

Ces formes d’onde sont regroupées dans une classe appelée classe 2.

Les salves sont réparties en trois classes en fonction de leur forme. Plusieurs graphiques sont

tracés en combinant les différents paramètres. L'un d'eux est présenté sur les figures III-44 et

III-45. La représentation (en fonction de deux paramètres seulement) de la fréquence

moyenne en fonction de la fréquence maximale (A-Frq fct P-Frq) montre que les salves de

classe 1 et de classe 2 sont concentrées sur des fréquences maximales autour de 150 kHz et

250 kHz respectivement.

1250

1250


Page 149/ 194

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 50 100 150 200 250 300 350 400

P-Frq (kHz)Classe 0 Classe 1 Classe 2

A-f

rq (k

Hz)

Figure III- 44 : Graphe A-Frq/ P-Frq éprouvette B2

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 100 200 300 400

A-F

rq (k

Hz)

P-Frq (kHz)Classe 0 Classe 1 Classe 2

Figure III- 45 : Graphe A-Frq/ P-Frq éprouvette C2

Classe 0:

Cette catégorie comprend tous les signaux de salves de faible amplitude (<40).

En règle générale, les salves de classe 0 montrent une distribution d'amplitude concentrée

autour de 35-40 dB et la fréquence au pic (P-Frq) est comprise entre 100 kHz et 300 kHz

(tableau III-13).


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Tableau III- 13 : Tableau récapitulatif des paramètres extraits des salves de classe 0


< 10 < 5 < 100 35- 40 70 < x < 200 100 < x < 300

Classe 1:

Tableau III- 14 : Tableau récapitulatif des paramètres extraits des salves de classe 1


> 9 > 5 > 50 40 < x < 50 90 < x < 170 130 < x < 170

Les salves de la classe 1 couvrent une gamme assez large d’amplitude allant jusqu'à 55 dB. La

fréquence maximale (P-Frq) est située autour de 150 kHz (tableau III-14) et d’une fréquence

moyenne (A-Frq) de 150 kHz et dont l'amplitude est de 20 µV correspondant de 40 à 50 dB.

Classe 2:

Tableau III- 15 : Récapitulatif des paramètres extraits des formes d’onde de classe 2


> 9 > 15 > 100 > 45 130 < x < 200 230 < x < 270

Le tableau III-15 présente les caractéristiques relatives aux formes d'onde de la classe 2. La

fréquence maximale (P-Frq) est située autour de 250 KHz et une fréquence moyenne (A-Frq)

de 150 kHz et dont l'amplitude des salves de classe 2 varie entre 30 µV et 50 µV

correspondant de 45 dB à 60 dB.

3.6. Identification des salves

Nous avons d’abord analysé deux éprouvettes corrodées ayant subi une corrosion galvanique.

Les salves correspondant aux classes 1 et 2 sont identifiées sur les deux enregistrements

correspondant aux corps d’épreuve B2 et C2 et sont représentées sur les figures III-46 et III-

47.


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35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 10 20 30 40 50 60

Am

plitu

de (d

B)

Temps (jour)Classe 0 Classe 1 Classe 2

Figure III- 46 : Amplitude (dB) / temps (jours) de l’éprouvette B2 avec les 3 classes

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 10 20 30 40 50 60

Am

plitu

de (d

B)

Temps (jour)Classe 0 Classe 1 Classe 2

Figure III- 47 : Amplitude (dB) / temps (jours) de l’éprouvette C2 avec les 3 classes

On constate que dès l’immersion des éprouvettes, les salves de classe 1 apparaissent. En

revanche, après connexion des armatures, dans le premier graphique, une classe unique

apparaît (classe 1, figure III-46) tandis que dans le deuxième graphique, deux classes (classe 1

et classe 2, figure III-47) peuvent être distinguées.

L’armature de l’éprouvette C2 fournit plus de salves de la classe 2 au début de l'essai, après

connexion

immersion

connexion

immersion


Page 152/ 194

immersion de l'échantillon dans l'eau et la connexion des armatures, que l’éprouvette B2.

Cela peut s’expliquer par le fait que pour un potentiel libre anodique de -380 mV pour les

deux éprouvettes avant la connexion des armatures, la différence de potentiel entre l’anode et

la cathode est de 150 mV pour B2 et de 80 mV pour C2 (figure III-7). Cela a pour

conséquence de favoriser la pompe à électrons pour l’éprouvette B2 dont le potentiel du

circuit varie de -210 mV à -280 mV mais avec un potentiel à la connexion des armatures de -

210 mV. Par contre le potentiel du circuit de C2 à la connexion des armatures est de -285 mV

et varie jusqu’à -320 mV. Cela peut entraîner la formation de produits de corrosion beaucoup

plus rapidement sur C2, l'armature étant dans un domaine de potentiel de corrosion plus élevé

dès le début. Pour l'échantillon B2, une grande quantité de salves de la classe 2 semble

apparaître après le quarantième jour. Dans les deux cas, les salves de classe 2 apparaissent à

chaque fois après la connexion entre les armatures et surtout après les salves de classe 1, ce

qui pourrait suggérer que ces salves sont dues à la propagation de la corrosion ou à la

corrosion par macro-pile accélérant le processus. Toutefois, pour les deux essais, les salves de

la classe 1 sont présentes dès la phase d'immersion. Ces événements, qui sont

systématiquement relevés sur les deux essais dès que l'eau est ajoutée à la cellule de

corrosion, peut résulter de la migration des ions vers l'armature initiant le processus de

corrosion ce qui suggère que ces salves correspondent à l'initiation du processus de corrosion

en raison de l'ajout d'eau en particulier la corrosion par micro-pile (figures III-46 et III-47).

De même, chaque fois que l'eau est introduite dans la cellule, l'activité acoustique augmente

soudainement atteignant des amplitudes très élevées. Il semble que l'augmentation rapide de

l'amplitude soit liée à l'augmentation du bruit de fond. L'ajout d'eau à la cellule crée une

grande activité avec de fortes amplitudes. D’une part, la pénétration de l’eau dans l’éprouvette

génère des salves que l’on a attribuées à la classe 0. D’autre part, des salves dues à une

corrosion par micro-pile sont superposées au bruit de fond et aux salves issues de la

pénétration de l’eau dans l’éprouvette et difficiles à séparer entre elles. Ces salves ont été

filtrées.

Le fait que les salves de classe 2 ne se produisent que quatre à cinq jours après la connexion

des armatures pour l’éprouvette C2 peut être relié à une augmentation du potentiel qui ralentit

dans un premier temps l’évolution du processus de corrosion.

En reprenant le graphe (figure III-31) et en ne conservant que les salves dont les formes

correspondent aux deux classes décrites au III.3.5 (classe 1 et classe 2), on obtient la figure

III-48.


Page 153/ 194

Figure III- 48 : Graphe 3D (P-Frq, A-Frq, duration) de l’éprouvette B2

On remarque sur le graphe III-48 que les deux classes forment deux groupes distincts dont les

caractéristiques vont permettre d’instaurer un filtrage.

Certaines études [Yuyama et al, 1986], [Jaubert, 2004] ont montré que le processus de

corrosion causé par différents mécanismes est la source de salves dont les paramètres ont

différentes gammes. Rouby a démontré que les sources d’EA peuvent être analysées d’un

point de vue macroscopique et microscopique [Rouby et al, 1985]. Les processus

irréversibles, les sources d'émission acoustique, sont très souvent associés à l'initiation et la

propagation des dommages. L'énergie d'émission acoustique est libérée lorsque les fissures se

propagent et probablement quand il y a un dommage, résultant de l’expansion due au

processus de corrosion. Mais les émissions acoustiques liées à la corrosion libèrent beaucoup

moins d'énergie que les émissions provenant d'une fissure. Le bruit de fond est également

détecté par émission acoustique et son amplitude est du même ordre de grandeur que

l’amplitude due à la corrosion.

Dans les études où un fort courant de corrosion est appliqué, l'amplitude de salves atteint un

niveau élevé d’environ 100 µV, qui correspond à 60-70 dB. Dans notre cas, le courant de

corrosion est faible et les amplitudes des salves dues à la corrosion sont au même niveau que

celles des salves dues au bruit de fond.

Pour Dai et Zhang, l’émission acoustique du bruit de fond de type continu avec une fréquence


Page 154/ 194

plutôt faible, alors que la fissuration par corrosion sous contrainte (CSC) est caractéristique de

salves avec des fréquences situées dans des gammes élevées (400kHz - 800kHz) [Dai et al,

1988]. Les signaux d’émission acoustique produits par la rupture du film de passivation et les

piqûres de corrosion sont détectés avec un niveau supérieur à 50 µV (55 dB) et 300 KHz. Les

signaux émis par le bruit de fond sont détectés avec un niveau de 7,5 µV (37 dB) d’amplitude

maximale [Geng, 2006].

Nos résultats sont du même ordre de grandeur de 2-8 µ V, ce qui correspond à 25-38 dB pour

le bruit de fond. Pour les salves dues à la corrosion, les amplitudes sont situées dans une

fourchette plus large de 20 à 150 µV (de 45 à 65 dB). Si nous analysons les différentes salves

et en étudiant leurs paramètres correspondant aux différentes classes, nous pouvons

différencier les formes d'onde de la corrosion par micro-piles, de la corrosion par macro-pile.

3.7. Détermination des filtres

L'objectif d'utiliser des filtres est d'éliminer les salves liées au bruit de fond et de classifier les

autres salves. Elles sont ensuite analysées pour vérifier leur forme d’onde et valider leur

appartenance à chaque classe.

Un premier filtrage est réalisé sur les coups (Counts), le temps de montée (Rise) et la durée

(Duration) et la moyenne fréquentielle (A-Frq) tels que définis dans le tableau III-16.

Tableau III- 16 : Filtres éliminant le bruit de fond

Paramètres Counts Rise Duration A-Frq

Filtres < 4 < 5 > 400 < 50 et > 400

Par la suite, un filtrage est mis en place dès l’acquisition des données pour éliminer le bruit de

fond.

L'analyse des paramètres, représentatif de chaque classe issue de la méthode par classification

à partir des formes d’onde, a permis de mettre en place des filtres sur la fréquence maximale

(P-Frq), la fréquence moyenne (A-Frq), les coups (Counts), la durée de la salve (Duration) et

l'amplitude (Amplitude), et aussi d'éliminer toutes les salves qui ne font pas partie de la classe

1 et de la classe 2. Les filtres sont présentés dans le tableau III-17.


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Tableau III- 17 : Filtres séparant les salves de classe 1 et de classe 2

Classe 1 Classe 2

Peak-Frequency

(P-Frq)

130 <P-Frq < 170 kHz 230 < P-Frq < 270 kHz

Average-Frequency

(A-Frq)

90 < A-Frq < 170 kHz 130 < A-Frq < 200 kHz

Risetime (Rise) 9 < Rise < 130 9 < Rise < 70

Counts (Coun) 7 < Count < 60 15 < Count < 80

Duration (Duration) 75 < Duration < 200 100 < Duration < 400

Amplitude (Amp) Amp > 40 dB Amp > 45 dB

Les deux classes de salves peuvent ainsi être extraites automatiquement de l’ensemble des

signaux enregistrés en utilisant les filtres déterminés ci-dessus et ceci pour l’ensemble des

essais réalisés.

3.8. Validation de la procédure de filtrage

Les filtres déterminés précédemment (tableau III-17) à partir des éprouvettes B2 et C2 sont

appliqués sur de nouvelles éprouvettes dont certaines sont soumises à un courant galvanique.

L’objectif est de vérifier si le nombre et le type de classe obtenus correspondent aux types de

corrosion présents.

3.8.1. Corrosion par micro-piles

L’éprouvette A’2 a été suivie par émission acoustique, avant immersion dans la cellule de

corrosion, pendant une semaine, les armatures n’étant pas connectées.

L’application des filtres tels qu’ils sont décrits au III.3.7. sur les fichiers obtenus à partir de

l’acquisition réalisée sur l’éprouvette A’2 a donné les résultats suivants.

Une autre éprouvette corrodée A’2 n’ayant pas subi de courant galvanique a été également

analysée. Les résultats sont donnés à la figure III-49.


Page 156/ 194

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 2 4 6 8 10

Am

plitu

de (d

B)

Temps (jour)Classe 0 Classe 1

Figure III- 49 : Identification des salves par filtrage (amplitude/temps) de l’éprouvette A’2

Sur cet essai, on remarque qu’il n’y a que les salves de classe 1 qui apparaissent. Les

armatures n’étant pas connectées, la seule corrosion possible est la corrosion par micro-piles.

En effet, le suivi électrochimique du potentiel d’abandon de l’armature a donné des valeurs de

l’ordre de -330 mV. Cela prouve que l’armature est bien dans le domaine très probable de

corrosion et que la corrosion par micro-piles a pu s’amorcer.

En analysant les salves de classe 1, l’une des formes d’onde est donnée (figure III-50).

Figure III- 50 : Forme d’onde de classe 1extraite des données de l’éprouvette A’2

Très peu de salves sont enregistrées mais l’enregistrement n’a duré qu’une semaine. Il faut

que la corrosion soit active pour enregistrer des salves. Les salves obtenues à l’aide de la

méthode par filtres correspondent bien aux formes d’onde définies pour la classe 1.

La corrosion par micro-piles est le seul type de corrosion présent dans cet essai puisque les

seules salves obtenues appartiennent à la classe 1.


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3.8.2. Corrosion par macro-pile

L’éprouvette B’1 qui a subi une corrosion par courant galvanique est suivie par émission

acoustique. L’application des filtres aboutit au graphe de la figure III-51. Cela donne une

représentation des différentes classes en fonction du temps.

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 10 20 30 40 50

Am

plitu

de (d

B) d

e

Temps (jour)Classe 1 Classe 2

Figure III- 51 : Graphe représentant l’amplitude en fonction du temps pour l’éprouvette B’1

Après l’immersion de l’éprouvette B’1, des salves de classe 1 apparaissent. Les salves de

classe 2 arrivent après la connexion des deux armatures entre elles.

On obtient beaucoup plus de salves de classe 1 montrant que la corrosion par micro-piles est

prépondérante par rapport à la corrosion par macro-pile, ce qui est validé par le courant

galvanique peu élevé et un Icorr calculé à partir de la perte de masse largement supérieure à IG.

La densité de courant galvanique moyenne jG est égale à 1,1 µA/cm2 contre une densité de

courant de corrosion j2 égale à 8,6 µA/cm2 (tableau III-4). Cette dernière valeur tient compte

de l’ensemble de la corrosion par micro-piles et par macro-pile qu’a subi l’éprouvette B’1 sur

une durée supérieure à celle de l’enregistrement.

Ce filtrage nous permet de déterminer sur une durée d’enregistrement si des salves de classe 1

et de classe 2 sont présentes mais ne nous permet pas à ce stade de corréler ces données avec

une densité de courant de corrosion.

Connexion électrique immersion


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3.8.3. Eprouvettes non corrodées

Un suivi acoustique a été réalisé sur une éprouvette mise en immersion mais dont l’armature

n’était pas dépassivée. Une fois l’éprouvette fendue, on constate qu’il n’y a pas de corrosion.

Lorsqu’on trace les graphes de la fréquence maximale en fonction de la fréquence moyenne,

les seules salves rencontrées avant le filtrage sont essentiellement centrées sur une fréquence

maximale de 100 kHz (figure III-52).

L’application des filtres à cet essai, n’a fourni aucune salve confirmant, d’après toutes les

hypothèses et constations précédentes, qu’il n’y a pas corrosion.

On ne rencontre pas de salves de classe 1 et de classe 2 pour les essais d’éprouvettes non

corrodées, laissant penser que celles-ci peuvent être attribuées à la corrosion.

Figure III- 52 : P-Frq en fonction de A-Frq d’une éprouvette non corrodée

3.9. Conclusion

La démarche proposée dans cette première partie a consisté à :

- réaliser un suivi par émission acoustique d’éprouvettes de béton armé soumises à des

conditions de corrosion naturelles puis accélérées en connectant deux barres d’acier entre

elles, l’une étant dépassivée par carbonatation (anode), l’autre étant à l’état passif (cathode).

- analyser les signaux tant d’un point de vue paramétrique, que spectral ou même de forme

d’onde

- mettre en relation la cinétique et la typologie de la corrosion (naturelle par micro-pile ou

accélérée par macro-pile) avec les paramètres d’émission acoustique

- identifier des classes de salves liées d’une part au bruit de fond, qui correspond à des bruits

de la chaîne de mesure ou environnementaux et d’autre part aux deux types de corrosion

identifiés.

- développer un algorithme de filtrage permettant une classification des salves pour

l’appliquer sur l’ensemble des essais réalisés.


Page 159/ 194

Une activité liée à la corrosion est détectée par émission acoustique. Mais pour les raisons

évoquées précédemment, état de l’armature avant le test et cinétique variable, malgré

l’application des filtres paramétriques et la classification des salves, la corrélation entre le

courant de corrosion et l’activité enregistrée semble difficile à obtenir. C’est la raison pour

laquelle il est nécessaire de connaître l’état de l’armature avant et après chaque période

d’essai et de faire le suivi par émission acoustique sur cette période donnée.


Page 160/ 194

4. Validation de la procédure de filtrage et relation entre événements acoustiques et courant de corrosion

4.1. Introduction

Les différents essais précédents nous ont permis d’une part de mettre en œuvre un essai de

corrosion accélérée avec un courant de corrosion proche de la réalité et d’autre part de

déterminer un filtrage afin de séparer les salves. Les différents contrôles électrochimiques et

par émission acoustique ont démontré que les éprouvettes en béton armé ne subissaient pas

toutes la même évolution dans le temps. D’une part, au départ de l’essai, elles se trouvent

dans des états de corrosion différents et d’autre part, la cinétique n’est pas la même pour les

raisons citées au chapitre III.2.3. Cette observation nous a conduits à déterminer l’état dans

lequel se trouvent les armatures avant et après chaque période d’essai.

Dans cette partie, la procédure de filtrage décrite au paragraphe précédent est testée sur une

nouvelle série de corps d’épreuve de type A, B et C. L’objectif est de vérifier si les deux

classes décrites précédemment relatives à la corrosion par micro-piles et par macro-piles sont

à nouveau identifiées. Les acquisitions sont réalisées sur plusieurs périodes (tableau III-18)

qui ne sont pas toutes détaillées dans ce paragraphe. Nous étudions plus particulièrement la

période d’acquisition 3 où une corrosion significative est observée. Le courant de corrosion

est ensuite corrélé avec les paramètres d’émission acoustique. Le tableau III-18 explique la

correspondance des différentes périodes pour les éprouvettes de type A et B:

Tableau III- 18 : Caractéristiques des essais

Type

armature

Connection

armatures

Nombre de

périodes d’écoute

Nom des

périodes

Description Durée

(jours)

A1a Non 2 Période 1 Immersion 7

Période 3 Immersion 7

A2a Oui 3 Période 1 Immersion 7

Période 2 Connexion 10


A3a Oui 3 Période 3 Connexion 7

A4a Non 2 Période 1 Immersion 7

Période 3 Immersion 7

B2a Oui 3 Période 1 Immersion 7



C4a Oui 3 Période 1 Immersion 7




Page 161/ 194

4.2. Mesures électrochimiques et électriques

4.2.1. Mesure du potentiel anodique

Le suivi du potentiel libre anodique et du potentiel du circuit permet de qualifier l’état de

corrosion de l’armature. L’armature étant dépassivée dès le début de l’essai, les potentiels

doivent avoisiner les -300 mV/ECS (II.2.3.1.1).

Dès l’immersion des corps d’épreuve, le potentiel anodique décroît rapidement pour atteindre

au bout de cinq jours un potentiel variant entre -400 mV et -500 mV, indiquant que l’armature

anodique est dans le domaine de corrosion probable. Le potentiel de l’ensemble des corps

d’épreuve n’évolue pas de façon identique. Certains sont soumis à un courant galvanique

(corrosion par macro-pile) tandis que d’autres ne subissent qu’une corrosion par micro-piles

(figure III-53).

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 5 10 15 20 25

Temps (jour)

Pot

entie

l (m

V/E

CS)

e

l

Type A

Type B

Type C

Figure III- 53 : Suivi du potentiel libre anodique (mV/ECS) de tous les corps d’épreuves en

fonction du temps

Le graphe de la figure III-54 montre l’évolution du potentiel libre anodique des armatures

connectées à une cathode engendrant un courant galvanique.

Après connexion des corps d’épreuve, on constate que le potentiel des corps d’épreuve de

type A évolue moins vite que celui des corps d’épreuve de type B et C corroborant les

résultats du § III.2.3. (figure III-54).

immersion Connexion

électrique

armatures non connectées

armatures connectées


Page 162/ 194

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 10 20 30 40

Pot

entie

l lib

re a

nod

ique

(E

CS

/mV

)

Temps (jour)Type A Type B Type C

Figure III- 54 : Evolution du potentiel anodique des corps d’épreuves avec armatures

connectées (mV/ECS) en fonction du temps

4.2.2. Mesure de la résistance de polarisation Rp et de la chute ohmique Ru

4.2.2.1. Principe de mesure de la résistance de polarisation et de la chute ohmique

Dans un deuxième temps afin de déterminer l’état de corrosion dans lequel se trouve

l’armature dans le béton avant et après chaque essai, des mesures de résistance de polarisation

Rp ont été réalisées à l’aide du potentiostat Gamry®300.

Dans les essais à « courant libre » (essai G-Car) étudiés dans ce paragraphe, on a de faibles

courants de corrosion dus à la corrosion par macro-pile et à la corrosion par micro-piles. La

mesure de résistance de polarisation nous permet de déterminer le courant total de corrosion

Icorr et d’en déduire le courant de corrosion du aux micro-piles connaissant le courant de

corrosion du au courant galvanique mesuré à l’aide d’un galvanostat ZRA.

Le schéma de la figure III-55 présente le principe de montage de la mesure de résistance de

polarisation.


Page 163/ 194

Figure III- 55 : Schéma de montage de mesure de Rp et Ru

Le domaine de validité de cette mesure est réduit à la corrosion uniforme et l’on doit

considérer la densité de courant de corrosion instantanée égale à icorr en prenant comme

surface la totalité de la surface polarisée Mais dans le cas d’une corrosion par courant

galvanique, la densité de courant de corrosion à prendre en compte est Icorr [RILEM, 2004].

Nous avons fait l’hypothèse que, d’une part l’armature étant dépassivée par carbonatation du

béton, la surface prédéfinie est totalement corrodée. De plus, la surface anodique est

suffisamment petite devant la surface de l’éprouvette pour être supposée polarisée en totalité

(figure III-55).

A un instant donné, l’éprouvette se trouve dans un état de corrosion défini par Ecorr. On fait

varier la tension de 10 mV autour de ce potentiel. La valeur de Rp est prise dans le domaine

linéaire de la courbe tel que 0→∆

∆∆=

Ep i

ER avec i=∆I/S.

Le courant de corrosion total Icorr est calculé en utilisant la formule de Stern : p

corr R

BI =

dans laquelle B est une constante dépendante de l’activité de la corrosion (égale à 26 pour des

armatures dépassivées) et Rp la résistance de polarisation.

Le potentiel de corrosion Ecorr prend en compte la corrosion de l’armature ayant subi une

corrosion par micro-piles et par courant galvanique. On en déduit un courant de corrosion

total Itotal= Imicro-piles + Imacro-pile [Andrade, 2008].

La mesure de la résistance de polarisation caractérise le système acier-béton et donne une

mesure en surface du béton de l’éprouvette. Pour connaître la valeur de la résistance de

transfert de charge Rtc, qui caractérise réellement l’état de corrosion de l’acier il faut

retrancher à la résistance de polarisation mesurée Rp, la valeur de la chute ohmique Ru due à

l’enrobage mesurée à l’aide d’un potentiostat Rtc = Rp-Ru.

Ele

ctro

de

Cal

om

el S

atu

ré

Ano

de

Cat

hode

Acquisition

Eponge humide

Contre-électrode

en titane


Page 164/ 194

4.2.2.2. Résultats

Les mesures de Rp et Ru nous permettent d’évaluer le courant de corrosion Icorr au début et à la

fin de chaque période d’acquisition. On en déduit des valeurs de ∆Icorr (accroissement de

courant de corrosion).

Les tableaux III-19 et III-20 donnent les résultats de résistance de transfert de charge pour les

éprouvettes de type A et du calcul de courant de corrosion durant la période d’acquisition

3 correspondant à la période comprise entre t5 et t6 (figure III-56).

35

40

45

50

55

60

65

70

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Am

plitu

de (d

B)

Temps (jours)

Période d'acquisition 1 Période d'acquisition 3

Période d'acquisition 2 non affichée

Figure III- 56 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette A1a sur plusieurs périodes

non filtrées

Tableau III- 19 : Calcul de Icorr au temps t5

ANODE Rp (kΩ) Ru (kΩ) Ecorr Ig(µA) Rct (kΩ) Icorr(µA) Imicro-piles(µA)

A1a 1,82 1,244 -556 0,576 45,14 45,14

A2a 10,89 8,305 -602 7 2,585 10,06 3,06

A3a 2,807 1,368 -523 9 1,439 18,07 9,07

A4a 2,636 1,778 -519 0,858 30,30 30,30

Tableau III- 20 : Calcul de Icorr au temps t6

ANODE Rp (kΩ) Ru (kΩ) Ecorr Ig(µA) Rtc (kΩ) Icorr(µA) Imicro-piles(µA)

A1a 1,302 0,816 -527 0,486 53,50 53,50

A2a 4,954 3,779 -545 17 1,175 22,13 5,13

A3a 2,471 1,561 -454 16 0,910 28,57 12,57

A4a 1,278 0,458 -518 0,820 31,71 31,71


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On déduit de cette période d’acquisition des accroissements de courant de corrosion ∆Icorr

(tableau III-21).

Tableau III- 21 : Calcul de ∆Icorr (µA) durant la période d’acquisition 3 pour les éprouvettes

de type A

Type ANODE ∆I g (µA) ∆I corr (µA) ∆Imicro (µA)

A1a 0 8,36 8,36

A2a 10 12,07 2,07

A3a 7 10,50 3,50

A4a 0 1,40 1,40

On a procédé de la même manière pour l’ensemble des éprouvettes de type A, B et C.

On trouve après quinze jours d’essai les résultats suivants pour B2a et C4a (tableau III-22).

Tableau III- 22 : Calcul de ∆Icorr (µA) durant la période d’acquisition 3 pour l’éprouvette

B2a et C4a

Type ANODE ∆I g (µA) ∆I corr (µA) ∆Imicro (µA)

B2a 16 27,20 11,20

C4a 17 18,10 1,10

On constate que la part du courant de corrosion par micro-piles est importante devant le

courant galvanique. Dès la connexion des armatures anodiques et cathodiques, on observe une

diminution du courant de corrosion qui augmente de nouveau après quelques jours.

4.3. Examen visuel de l’état de corrosion

Après fendage des éprouvettes on peut procéder à un examen visuel des armatures qui permet

une discrimination qualitative au regard de la quantité des produits de corrosion formés. Il

apparaît sur la photo figure III-57 que la corrosion a bien eu lieu.

Figure III- 57 : Photo des

armatures anodiques après 45

jours de test de corrosion

accélérée

A1a

A2a A1a A3a A4a


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Figure III- 58 : Photo du béton d’enrobage de

l’armature anodique non connectée A1a


l’armature anodique connectée A2a


l’armature anodique connectée A3a


l’armature anodique de l’éprouvette A4a non

connectée


l’armature anodique connectée B2a

Figure III- 63 : Photo du béton d’enrobage

de l’armature anodique connectée C4a

Vers cathode

Vers extérieur

Vers cathode

Vers extérieur


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de l’armature cathodique de l’éprouvette A2a


de l’armature cathodique de l’éprouvette A4a

En analysant les photos ci-dessus, on constate une corrosion localisée plus importante sur

l’armature anodique se trouvant face à la cathode lorsque celles-ci sont connectées (figure III-

59 et III-60). Les figures III-62 et III-63 montrent que dans le cas d’une densité de courant

galvanique plus élevé, on a une corrosion plus importante.

Dans le cas d’une corrosion sans courant galvanique, celle-ci est plus uniforme et bien

répartie sur toute la périphérie de l’armature (figure III-58 et III-61).

Dans le cas des figures III-64 et III-65, il n’existe sur la cathode que quelques points de

rouille dont les traces sont visibles sur le béton alors que cette corrosion est beaucoup plus

importante sur l’anode.

4.4. Contrôles par émission acoustique

4.4.1. Traitement des données

Pour chaque test réalisé, une acquisition par émission acoustique est effectuée sur des

périodes d’environ une semaine comme défini dans le tableau III-18. Les données sont

traitées en appliquant les filtres définis précédemment. Nous allons traiter plus en détail la

période d’acquisition 3, les données acquises lors des autres périodes d’acquisition étant

rapportées sur le graphe (figure III-72).

Pour les éprouvettes A1a et A4a, la cathode et l’anode ne sont pas connectées. L’analyse

paramétrique des éprouvettes A1a et A4a donne pour la période d’acquisition 3 les graphes

suivants (figures III-66 et III-67).


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35

40

45

50

55

60

65

30 32 34 36 38 40

Am

plit

ude

(dB

)

Temps (jours)Classe 1

Figure III- 66 : Amplitude/temps de l’éprouvette A1a pour la période d’acquisition 3

35

40

45

50

55

60

65

30 32 34 36 38 40

Am

plit

ude

(dB

)

Temps (jours)Classe 1


L’analyse temporelle nous permet seulement de déterminer des périodes d’activité plus

intense pendant lesquelles l’armature subit une corrosion plus forte.

Les figures III-66 et III-67 montrent qu’après application des filtres comme définis au III.3.7,

les salves présentes dans cet essai ne sont que des salves de classe 1. Les éprouvettes A1a et

A4a, n’ayant pas leurs armatures connectées, ne subissent pas de corrosion par courant

galvanique. Il s’agit seulement de corrosion par micro-piles.

L’activité enregistrée est plus faible pour l’éprouvette A4a que pour l’éprouvette A1a, ce qui

est confirmé par le calcul de ∆Icorr (tableau III-21).

Période d’acquisition



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Les armatures de l’éprouvette A2a sont connectées. La période d’acquisition 3 analysée

correspond à celle de la période d’essai avec connexion des armatures comme définie dans le

tableau III-18. L’analyse paramétrique donne le graphe suivant (figure III-68).

35

40

45

50

55

60

65

30 32 34 36 38 40

Am

plit

ude

(dB

)

Temps (jours)

Classe 1

Classe 2


L’éprouvette A2a subit une corrosion accélérée par courant galvanique. Le courant mesuré IG

est de l’ordre de 15 µA à ce moment de l’essai et subit un accroissement de courant

galvanique de 10 µA pour un rapport de surface Sa/Sc= 1. Sur la figure III-68, les salves

présentes appartiennent aux classes 1 et 2.

L’éprouvette B2a subit également une corrosion par courant galvanique. Le courant

galvanique IG est de l’ordre de 25 µA et subit un accroissement de 16 µA pour un rapport de

surface Sa/Sc= 1/2 à ce moment de l’essai, ce qui correspond bien à un accroissement de

densité de corrosion au moins deux fois plus grande pour l’armature B2a que pour A2a. On

trouve sur la figure III-69 outre des salves de classe 1, des salves de classe 2 en plus grand

nombre que dans le cas de l’éprouvette A2a et attestant de la présence de corrosion par

courant galvanique.



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65

15 17 19 21 23 25

Am

plit

ude

(dB

)

Temps (jours)Classe 1 Clase 2

Figure III- 69 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette B2a pour la période

d’acquisition 3

L’éprouvette C4a subit également une corrosion par courant galvanique. Le courant

galvanique IG est de l’ordre de 34 µA et subit un accroissement de 17 µA pour un rapport de

surface Sa/Sc= 1/4 à ce moment de l’essai, ce qui correspond bien à un accroissement de

densité de corrosion deux fois plus grande pour l’armature C4a que pour celle de B2a.

35

40

45

50

55

60

65

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

Temps (jour)

Am

plitu

de (d

B)

(e

Classe 1 Classe 2

Figure III- 70 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette C4a pour la période

d’acquisition 3

On trouve sur la figure III-70 des salves de classe 1 en plus petit nombre que dans le cas des

éprouvettes A2a et B2a. Des salves de classe 2 sont présentes attestant qu’il y a un courant

galvanique. Leur nombre est à peu près identique à celui trouvé lors de l’acquisition faite sur




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l’éprouvette B2a, pour des valeurs de IG différentes mais pour des accroissements de courant

∆IG(B2a)= 16 µA et ∆IG (C4a)=17 µA acquis sur une même période d’essai, à peu près

identiques.

Sur une période donnée d’acquisition, ce n’est pas tant le courant galvanique qui circule dans

la pile qui est important mais l’accroissement de courant qui est à l’origine du nombre de

salves enregistrées sur cette période.

Le fait d’avoir une surface anodique deux à quatre fois plus petite que la surface cathodique

ne change pas le courant galvanique, mais la densité de courant de corrosion. La surface

anodique étant plus petite sur l’essai concernant l’éprouvette C4a que celle des éprouvettes

B2a et A2a, la surface exposée à la corrosion par micro-piles est beaucoup plus petite dans le

cas de l’éprouvette C4a. Le courant par micro-piles (Imico-piles) est moins important, ce que

montre la figure III-70 où l’on observe un nombre moins important de salves de classe 1.

Lorsque la surface anodique est très petite devant la surface cathodique, le courant galvanique

devient prépondérant sur le courant par micro-piles et Icorr a une valeur proche de IG. C’est ce

que démontre Andrade pour un rapport Sa/Sc=1/10, où IG=Icorr [Andrade, 2008].

4.4.2. Corrélation EA/ Icorr

Pour l’ensemble des essais, dont l’acquisition a été faite durant une semaine environ, les

mesures de résistance de polarisation ont été effectuées avant et après chaque acquisition.

Des accroissements de densité de courant de corrosion et des accroissements de densité de

coups ont été calculés:

• des accroissements puisque nous étudions l’évolution du courant de corrosion de

l’armature sur une période donnée par rapport à un état initial.

• Des densités car la surface anodique change suivant le type d’armature choisi A, B ou

C.

Dans un premier temps, l’étude a été effectuée sur des éprouvettes non immergées. Puis afin

de déterminer l’influence de l’immersion sur l’activité enregistrée par émission acoustique,

celle-ci est faite, durant une semaine, sur des éprouvettes dont l’humidité est croissante.

En début de test, les éprouvettes ne sont pas toutes dans un même état hydrique. Cet état

favorise plus ou moins rapidement la pénétration de l’eau dans le béton lorsque les

éprouvettes sont immergées au tiers de leur hauteur. On constate (figure III-71) que

l’immersion d’une éprouvette non saturée génère une forte activité acoustique qui n’est pas

retrouvée dans le cas des éprouvette saturées avant immersion, ce qui confirme des résultats

présentés au paragraphe II.3.1.2. En revanche, une fois l’état hydrique stabilisé (au bout d’un


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à deux jours), l’activité acoustique n’augmente quasiment plus sauf si une corrosion par

micro-piles se développe. Pour cette raison, les événements acoustiques enregistrés durant la

première semaine d’essai (période 1 d’acquisition) n’ont pas été exploités. Seules les périodes

d’essai où les conditions hydriques étaient stabilisées ont été analysées.

0

50

100

150

200

250

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

∆Densité de courant (µA/cm2)

∆de

nsité

de

coup

s

o

ups

immersion éprouvette saturée immersion éprouvette partiellement saturéeimmersion éprouvette à température ambiante

Figure III- 71 : ∆densité Coups en fonction de ∆densité de courant

Pour chaque test d’une durée d’une semaine environ, nous avons corrélé la différence de

courant de corrosion (voir III.4.2.2) au nombre de coups cumulés relevés sur ces périodes

(Tableau III-23).

Tableau III- 23 : Accroissement de la densité du courant de corrosion et des coups pour les

éprouvettes de type A,B et C pour la période d’acquisition 3

Type ANODE ∆Jg

(µA/cm2)

∆Jcorr

(µA/cm2)

∆Jmicro

(µA/cm2)

∆densitéCoups

A1a 0 0,27 0,27 32

A2a 0,32 0,39 0,07 44

A3a 0,23 0,34 0,11 38

A4a 0 0,05 0,05 14

B2a 1,02 1,72 0,70 148

C4a 2,16 2,30 0,14 406

On obtient pour les différents types de corps d’épreuve des accroissements de densité de

coups en fonction d’accroissements de densité de courant de corrosion pour toutes les

périodes (figure III-72).

Les points relatifs aux essais sans courant galvanique proviennent de toutes les éprouvettes


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testées et ayant différentes surfaces anodiques.

Le graphe (figure III-72) représente des densités de courant de corrosion qui incluent à la fois

des densités de courant galvanique et des densités de courant par micro-piles. Les salves

prises en compte sont des salves appartenant à la classe 1 et à la classe 2, supposées induites

respectivement par la corrosion par micro-piles et par macro-pile. Pour cette représentation,

les salves dues aux micro-piles et à la macro-pile ne sont pas séparées dans le calcul du

nombre de coups.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 1 2 3 4

∆D

ensi

té d

e co

ups

∆Densité de courant(µA/cm2)

sans courant galvanique avec courant galvanique Sa=Scavec courant galvanique Sa=Sc/2 avec courant galvanique Sa=Sc/4

Figure III- 72 : ∆Densité de Coup en fonction ∆Densité de courant (Icorr) pour les

éprouvettes de type A, B et C

On constate que plus le rapport entre surface cathodique et anodique est grand plus

l’accroissement de densité de courant est important pouvant atteindre 4 µA/cm2.

On remarque également que pour des courants galvaniques importants, le nombre de coups

est supérieur à 200 alors que dans le cas d’un courant par micro-piles, le nombre de coups

n’excède pas 50.

Dans le cas de la corrosion par micro-piles uniquement (figure III-72), les différentes valeurs

de densité de courant de corrosion observées sont liées au fait que la surface anodique varie

dans un rapport de 1 à 4 pour les différentes éprouvettes ce qui va induire une corrosion plus

importante.


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4.5. Conclusion

La connaissance de l’état des armatures avant et après chaque essai montre que, dans des

conditions d’essai identiques, les armatures ont d’une part des états de corrosion différents et

d’autre part des cinétiques de corrosion différentes.

En appliquant des filtres paramétriques déterminés à partir de la forme d’onde associée, nous

avons identifié des salves appartenant à trois classes différentes. La classe 0 regroupe

l’ensemble des salves comme les bruits continus, le diracs et les salves de faible amplitude.

Lorsque l’éprouvette est immergée, on obtient des salves de classe 1, l’éprouvette n’ayant

subi qu’une corrosion par micro-piles. Dès que les armatures sont connectées, des salves de

classe 2 apparaissent en même temps que de salves de classe 1, l’éprouvette subissant une

corrosion à la fois par macro-pile sous l’effet du courant galvanique et par micro-piles.

En effectuant des essais sur des périodes définies (environ une semaine), nous arrivons à

corréler des densités de courant de corrosion avec des densités de coups. Il s’agit

d’accroissements de courant de corrosion, en déterminant le courant de corrosion initial Icorr init

et le courant de corrosion final Icorr fin . On peut ainsi déterminer l’accroissement du nombre de

coups pour la même période.

Il serait possible de déterminer pour différents rapports de surface anodique/cathodique, des

accroissements de courant de corrosion en faisant varier la surface de la cathode pour des

surfaces anodiques identiques.

Conclusion générale

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CONCLUSION

GÉNÉRALE


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Le but de cette étude était de déterminer un essai de corrosion accélérée réaliste et de

vérifier l’aptitude de l’émission acoustique à détecter la corrosion des armatures dans le

béton.

Les essais, mis au point et testés à partir de modèles trouvés dans la littérature, nous ont

permis de réfuter ce type d’essai dont les conditions de développement de la corrosion étaient

trop éloignées des conditions réelles (courant trop fort, corrosion en anaérobie) et de proposer

un essai de corrosion accélérée original dont nous avons testé la validité. L’essai permet

d’obtenir une corrosion significative dans un délai relativement court (2 à 3 mois) avec une

densité de courant de l’ordre de 1 à 5 µA/cm2 proche de celle rencontrée dans les structures.

La détermination de facteurs influents d’une part sur la corrosion et d’autre part sur l’activité

acoustique a permis d’effectuer un essai dans des conditions maîtrisées.

Dans tous les cas, cet essai a prouvé que l’émission acoustique détecte une activité en

concordance avec les mesures électrochimiques pour des niveaux de courant de corrosion

représentatifs de la corrosion rencontrée dans les structures en béton armé.

La seule mesure du courant galvanique n’est pas représentative du courant de corrosion, car il

faut aussi prendre en compte la corrosion par micro-piles. Le développement de la corrosion

par micro-piles et par macro-pile dépend d’un grand nombre de facteurs et notamment de

l’état dans lequel se trouve l’armature au début de l’essai, avant le coulage du béton et

également de la manière dont l’interface est maîtrisée. Ce sont également les raisons pour

lesquelles il a été difficile d’obtenir un essai reproductible.

Afin de corréler les mesures effectuées par émission acoustique, il faut connaître l’état de

l’armature anodique et donc de Icorr au cours du temps.

Tout d’abord, l’analyse des salves a permis d’identifier des classes de salves liées d’une part

au bruit de fond, qui correspond à des bruits de la chaîne de mesure ou environnementaux et

d’autre part aux deux types de corrosion identifiés. Puis cela a permis de mettre en relation la

typologie de la corrosion (naturelle par micro-piles ou accélérée par macro-pile) avec les

paramètres d’émission acoustique.

Enfin, une corrélation des accroissements de densité de courant avec des accroissements de

densité de coups est proposée.

Cet essai est représentatif d’un essai de laboratoire mais dans l’état actuel compte tenu des

faibles niveaux d’amplitude observées pour la corrosion naturelle et des limites des appareils

utilisés, il est difficilement exploitable sur le site.


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Cette étude a permis d’expérimenter un essai de corrosion accélérée et de corréler une activité

acoustique avec deux types de corrosion rencontrées dans le béton armé et avec différents

niveaux de densité de courant de corrosion variant de 0,1 à 10 µA/ cm2. Toutefois, cette

expérimentation doit être développé en y apportant quelques ajustements:

• Essai de corrosion accélérée de type G-Car à améliorer.

- modification de la surface cathodique au lieu de la surface anodique afin de faire

varier le courant galvanique IG et permettant de corréler des accroissements de

coups avec des accroissements de courant.

- Modification de la configuration de l’éprouvette de façon à avoir une corrosion

uniforme radiale en coulant des éprouvettes cylindriques. Possibilité de considérer

ainsi la surface totale corrodée.

- dépassivation uniquement de l’armature anodique par carbonatation du béton.

- coulage de l’éprouvette en deux temps : tout d’abord d’une éprouvette cylindrique

avec armature à dépassiver par carbonatation du béton et ensuite coulage,

radialement autour du cylindre carbonaté, de béton contenant des armatures

passives servant de cathode.

- possibilité de faire varier le courant galvanique par multiplication des cathodes

radiales.

• Amélioration de la détection par émission acoustique.

- Abaissement du seuil de manière à détecter les salves de faible amplitude

porteuses d’information.

- détermination des différentes étapes de la corrosion comme l’initiation et la

propagation à corréler avec l’activité acoustique.

- distinction des accroissements de courant par micro-piles et par macro-pile.

- Vérification de l’influence du courant galvanique sur le courant par micro-piles.


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Références Bibliographiques

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RÉFÉRENCES

BIBLIOGRAPHIQUES


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CHAPITRE I :

Figure I- 1 : Mur faïencé sous l’effet d’une réaction alcali-granulat…………………….. 17 Figure I- 2 : Processus de la corrosion de l’acier dans le béton [Moriande, 2005]……… 25 Figure I- 3 : Réaction d’oxydo-réduction et transport du courant (réaction

électrochimique) [Torbiero, 2006]…………………………………………. 27 Figure I- 4 : Diagramme de Pourbaix (Potentiel-pH) relatif au fer en milieu aqueux (Fe-H2O) [Pourbaix, 1975]………………………………………………… 28 Figure I- 5 : Graphe Droites de Tafel d’après [Moriande, 2005]………………………… 32 Figure I- 6 : Modèle de K.Tuutti………………………………………………………… 37 Figure I- 7 : Composés susceptibles d’apparaître au cours du processus d’oxydation du fer selon Misawa et Pons……………………………………………….. 39 Figure I- 8 : Mesure de résistivité d'un enrobage de béton, par polarisation d'une armature ……………………………………………………………………. 45 Figure I- 9 : Emission des ondes par ultrason……………………………………………. 47 Figure I- 10 : Schéma de principe d’une mesure Radar………………………………….. 48 Figure I- 11 : Résultats par mesure radar, potentiel et visuel de la corrosion d’une dalle.. 49 Figure I- 12 : Enceinte à brouillard salin. Extrait de la thèse de Ziad Hamdan,

[Hamdan, 1993] ……..…………………….……………………………… 52 Figure I- 13 : Sources potentielles d’émission acoustique dans les phénomènes de

corrosion d’après [Yuyama,1986]………………………………………... 57 Figure I- 14 : Exemple d’une structure de chaîne d’acquisition…………………………. 58 Figure I- 15 : Schéma d’une chaîne d’acquisition de signaux d’émission acoustique…… 59 Figure I- 16 : Schéma d’une salve et ses paramètres……………………………………... 61 Figure I- 17 : Courbe de contrainte et d’événements acoustiques en fonction de l’effort

appliqué………………………….………………………………………. 64 Figure I- 18 : Tracé en trois dimensions des événements acoustiques, des cycles et des contraintes…………………………….…………………………………... 65 Figure I- 19 : Localisation des événements acoustiques [Grösse, 2006]………………… 68 Figure I- 20 : Principe du système mis au point par le LCPC/ MACOA [Tessier, 2005].. 69

CHAPITRE II :

Figure II- 1 : Schéma de l'éprouvette de type 1………………………………………….. 78 Figure II- 2 : Schéma de l'éprouvette de type 2………………………………………….. 78 Figure II- 3 : Schéma de principe électrique……………………………………………... 79 Figure II- 4 : Cellule de corrosion par courant imposé…………………………………... 80 Figure II- 5 : Remplissage en continu de solution chlorhydrique………………………... 80 Figure II- 6 : Coupe partielle de principe de la cellule de corrosion……………………... 81 Figure II- 7 : Photo de la cellule de corrosion……………………………………………. 81 Figure II- 8 : Cellule de corrosion………………………………………………………... 83 Figure II- 9 : Photo de l’éprouvette dans la cellule de corrosion………………………… 83 Figure II- 10 : Schéma de l’essai de corrosion accélérée………………………………… 84

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Figure II- 11 : Schéma de principe de la cellule de corrosion…………………………… 85 Figure II- 12 : Schéma de l'éprouvette de type 3………………………………………… 85 Figure II- 13 : Zone de carbonatation et dimensions d’une éprouvette………………….. 86 Figure II- 14 : Photo des éprouvettes protégées pour la carbonatation…………………... 86 Figure II- 15 : Cellule de corrosion par courant galvanique……………………………... 87 Figure II- 16 : Schéma de principe du dispositif………………………………………..... 88 Figure II- 17 : Cavalier de maintien……………………………………………………… 89 Figure II- 18 : Schéma du test HSU-NIELSEN ou cassé de mine……………………….. 90 Figure II- 19 : Salve issue d’un cassé de mine…………………………………………… 90 Figure II- 20 : Schéma représentant les paramètres temporels…………………………... 93 Figure II- 21 : Schéma d’une salve et ses paramètres……………………………………. 95 Figure II- 22 : Exemple d’une FFT à partir de la salve figure II-21…………………….. 95 Figure II- 23 : Schéma de principe………………………………………………………. 97 Figure II- 24 : Résistance variable……………………………………………………….. 97 Figure II- 25 : Schéma de montage du suivi électrochimique…………………………… 98 Figure II- 26 : Schéma de mesure du potentiel d’abandon ou du circuit………………… 99 Figure II- 27 : Schéma de montage du suivi électrochimique d’une pile………………... 99 Figure II- 28 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur béton)…………………….. 102 Figure II- 29 : Photo du bain dans lequel sont placés les échantillons…………………… 104 Figure II- 30 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur acier)……………………… 104 Figure II- 31 : Amplitude en fonction du temps (capteur sur béton)…………………….. 105 Figure II- 32 : Amplitude/temps d’une éprouvette corrodée en immersion dans du NaCl. 107 Figure II- 33 : Produits de corrosion……………………………………………………... 107 Figure II- 34 : Produits de corrosion verts virant au brun à l’air…………………………. 107 Figure II- 35 : Corrosion par piqûre sur l’armature………………………………………. 108 Figure II- 36 : Photo côté de l’armature en contact avec l’éponge et en face à face avec la

contre-électrode…………………………………………………………... 109 Figure II- 37 : Photo côté opposé de l’armature………………………………………….. 109 Figure II- 38 : Photo fissure apparente sur l’éprouvette corrodée………………………... 110 Figure II- 39 : Photo béton autour de l’armature…………………………………………. 110 Figure II- 40 : Corrosion armature après 3 semaines à 10 µA/cm2……………………… 110 Figure II- 41 : Photo corrosion d’une armature après 6 sem. à 10 µA/cm2…………….. 110 Figure II- 42 : Photo de l’éprouvette fendue après une semaine à 100µA/cm2 et une semaine

à 10 µA/cm2……………………………………………………………… 111 Figure II- 43 : Photo armature corrodée après une semaine à 100 µA/cm2 puis 3 semaines à

10 µA/cm2 et 3 semaines à 0 µA/cm2……………………………………. 111 Figure II- 44 : Amplitude en fonction du temps d’une éprouvette de type 3…………….. 114 Figure II- 45 : Evolution du potentiel libre de l’anode et de la cathode………………….. 114 Figure II- 46 : Evolution du potentiel du circuit en fonction du temps…………………... 115 Figure II- 47 : Evolution du courant galvanique en fonction du temps…………………... 115 Figure II- 48 : Photo de l’éprouvette après l’essai……………………………………….. 116

CHAPITRE III :

Figure III- 1 : Présentation des différentes éprouvettes…………………………………... 121 Figure III- 2 : Photo des armatures avec les différentes surfaces anodiques……………... 122 Figure III- 3 : Photo d’une éprouvette de type B’………………………………………... 122 Figure III- 4 : Schéma d’une éprouvette et différents types de surfaces anodiques……… 122 Figure III- 5 : Schéma de montage du suivi électrochimique et par EA…………………. 124

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Figure III- 6 : Photo de la cellule de corrosion accélérée………………………………… 124 Figure III- 7 : Potentiels libres anodique et cathodique des armatures avant connexion

électrique………………………………………………………………… 125 Figure III- 8 : Photo de l’éprouvette A2 fendue après un test en immersion pendant dix

jours ……………………………………………………………………. 126 Figure III- 9 : Potentiel libre anodique en fonction du temps après connexion des armatures ……………………………………………………………………………. 127 Figure III- 10 : Suivi du potentiel du circuit pour des rapports Sa/Sc différents et des

distances anodiques/ cathodiques différentes……………………………. 128 Figure III- 11 : Evolution des potentiels libres et du potentiel du circuit pour des armatures

dont Sa/Sc=1 et d=40 mm………………………………………………... 129 Figure III- 12 : Courant galvanique pour des éprouvettes Sa=Sc, Sa=Sc/2 et Sa=Sc/4,

distance entre armatures égale à 40mm ou 70mm………………………... 130 Figure III- 13 : Eprouvette A2 après essai en immersion pendant 10 jours……………... 133 Figure III- 14 : Eprouvette A’2 après essai à température ambiante durant 120 j……….. 133 Figure III- 15 : Eprouvette B2 après 90 jours d’essai et avec courant galvanique……….. 134 Figure III- 16 : Armatures de l’éprouvette B2…………………………………………… 134 Figure III- 17 : Eprouvette C2 après 90 jours d’essai et avec courant galvanique……….. 134 Figure III- 18 : Photo éprouvette B’1 après 45 jours d’essai et avec courant galvanique. Photo de l’armature anodique……………………………………………. 135 Figure III- 19 : Photo éprouvette B1 après 60 jours d’essai et avec courant galvanique… 135 Figure III- 20 : Photo éprouvette A’2 après 120 jours sans courant galvanique………… 136 Figure III- 21 : Photo éprouvette A1 après 120 jours d’essai et avec courant galvanique.. 136 Figure III- 22 : Amplitude (dB) en fonction du temps (jour) de l’éprouvette B2……….. 138 Figure III- 23 : Amplitude (dB) en fonction du temps (jour) de l’éprouvette C2……….. 139 Figure III- 24 : Photo du béton entourant la barre anodique B2 après 80 jours d’essai…. 139 Figure III- 25 : Photo de l’épreuve C2 après 80 jours d’essai…………………………… 139 Figure III- 26 : Amplitude de A’2 à température ambiante en fonction du temps………. 140 Figure III- 27 : Représentation des paramètres selon la méthode ACP pour l’éprouvette B2

suivant deux composantes principales PC1/PC2………………………... 142 Figure III- 28 : Représentation des paramètres selon la méthode ACP pour l’éprouvette B2 suivant deux composantes principales PC1/PC3………………………… 142 Figure III- 29 : Amplitude en fonction du temps pour l’éprouvette B2…………………. 143 Figure III- 30 : Nombre de coups en fonction du temps pour l’éprouvette B2………….. 143 Figure III- 31 : Graphe 3D (P-Frq, A-Frq, duration) de l’éprouvette B2………………... 144 Figure III- 32 : Forme d’onde d’un bruit continu………………………………………... 145 Figure III- 33 : Forme d’onde, impulsions de Dirac……………………………………... 145 Figure III- 34 : Forme d’onde……………………………………………………………. 146 Figure III- 35 : Spectre associé…………………………………………………………... 146 Figure III- 36 : Forme d’onde associée à une salve……………………………………… 147 Figure III- 37 : Spectre associé à la forme d’onde figure III-36………………………… 147 Figure III- 38 : Forme d’onde associée à une salve……………………………………… 147 Figure III- 39 : Spectre associé à la forme d’onde III-38………………………………... 147 Figure III- 40 : Forme d’onde associée à une salve……………………………………… 148 Figure III- 41 : Spectre associé à la forme d’onde III-40………………………………… 148 Figure III- 42 : Forme d’onde……………………………………………………………. 148 Figure III- 43 : Spectre associée à la forme d’onde III-42………………………………. 148 Figure III- 44 : Graphe A-Frq/ P-Frq éprouvette B2…………………………………….. 149 Figure III- 45 : Graphe A-Frq/ P-Frq éprouvette C2……………………………………. 149

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Figure III- 46 : Amplitude (dB) / temps (jours) de l’éprouvette B2 avec les 3 classes….. 151 Figure III- 47 : Amplitude (dB) / temps (jours) de l’éprouvette C2 avec les 3 classes….. 151 Figure III- 48 : Graphe 3D (P-Frq, A-Frq, duration) de l’éprouvette B2………………... 153 Figure III- 49 : Identification des salves par filtrage (amplitude/temps) de l’éprouvette A’2 …………………………………………………………………………… 156 Figure III- 50 : Forme d’onde de classe 1extraite des données de l’éprouvette A’2……. 156 Figure III- 51 : Graphe représentant l’amplitude en fonction du temps pour l’éprouvette B’1 ……………………………………………………………………………. 157 Figure III- 52 : P-Frq en fonction de A-Frq d’une éprouvette non corrodée…………….. 158 Figure III- 53 : Suivi du potentiel libre anodique (mV/ECS) de tous les corps d’épreuves en

fonction du temps………………………………………………………… 161 Figure III- 54 : Evolution du potentiel anodique des corps d’épreuves avec armatures

connectées (mV/ECS) en fonction du temps…………………………….. 162 Figure III- 55 : Schéma de montage de mesure de Rp et Ru…………………………….. 163 Figure III- 56 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette A1a sur plusieurs périodes

non filtrées………………………………………………………………. 164 Figure III- 57 : Photo des armatures anodiques après 45 jours de test de corrosion accélérée ……………………………………………………………………………. 165 Figure III- 58 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique non connectée A1a... 166 Figure III- 59 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique connectée A2a……. 166 Figure III- 60 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique connectée A3a……. 166 Figure III- 61 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique de l’éprouvette A4a non

connectée…………………………………………………………………166 Figure III- 62 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique connectée B2a…….. 166 Figure III- 63 : Photo du béton d’enrobage de l’armature anodique connectée C4a…….. 166 Figure III- 64 : Photo du béton d’enrobage de l’armature cathodique de l’éprouvette A2a ……………………………………………………………………………. 167 Figure III- 65 : Photo du béton d’enrobage de l’armature cathodique de l’éprouvette A4a ……………………………………………………………………………. 167 Figure III- 66 : Amplitude/temps de l’éprouvette A1a pour la période d’acquisition 3…. 168 Figure III- 67 : Amplitude/temps de l’éprouvette A4a pour la période d’acquisition 3…. 168 Figure III- 68 : Amplitude/temps de l’éprouvette A2a pour la période d’acquisition 3…. 169 Figure III- 69 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette B2a pour la période

d’acquisition 3…………………………………………………………… 170 Figure III- 70 : Amplitude en fonction du temps de l’éprouvette C4a pour la période

d’acquisition 3…………………………………………………………… 170 Figure III- 71 : ∆densité Coups en fonction de ∆densité de courant……………………...172 Figure III- 72 : ∆Densité de Coup en fonction ∆Densité de courant (Icorr) pour les

éprouvettes de type A, B et C……………………………………………. 173

Table des tableaux

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Table des tableaux CHAPITRE I :

Tableau I- 1 : Cinétique de corrosion …………………………………………………… 33 Tableau I- 2 : Potentiel d’électrode de référence par rapport au potentiel à hydrogène…. 43 Tableau I- 3 : Niveaux de corrosion en fonction des vitesses de corrosion……………... 46 Tableau I- 4 : Vitesses moyennes de propagation des ondes dans les aciers……………. 62

CHAPITRE II :

Tableau II- 1 : Etudes des principaux essais de corrosion accélérée……………………... 77 Tableau II- 2 : Caractéristiques de l'essai………………………………………………… 82 Tableau II- 3 : Caractéristiques des essais avec courant…………………………………. 87 Tableau II- 4 : Paramètres temporels…………………………………………………….. 93 Tableau II- 5 : Paramètres extraits de la salve figure II-21……………………………… 95 Tableau II- 6 : Récapitulatif des essais avec courant imposé……………………………. 112 Tableau II- 7 : Gamme des valeurs des taux de corrosion [Andrade, 1996]…………….. 113 Tableau II- 8 : Masse d’une barre avant et après corrosion……………………………… 116

CHAPITRE III :

Tableau III- 1: Tableau des différentes surfaces anodiques……………………………… 123 Tableau III- 2: Masses des armatures…………………………………………………….. 123 Tableau III- 3: Tableau des différentes densités de courant……………………………… 130 Tableau III- 4: Récapitulatif des caractéristiques et des différents contrôles effectués sur les

corps d’épreuve avec un courant galvanique par macro-pile……………...131 Tableau III- 5: Suivi du courant pour les éprouvettes B2 et C2…………………………. 139 Tableau III- 6 : paramètres de la salve (figure III-32)…………………………………… 145 Tableau III- 7 : paramètres de la salve (figure III-33)…………………………………… 146 Tableau III- 8 : paramètres de la salve (figure III-34)…………………………………… 146 Tableau III- 9 : Récapitulatif des paramètres de la salve (figure III-36)………………… 147 Tableau III- 10 : Récapitulatif des paramètres de la salve III-38………………………… 147 Tableau III- 11 : Récapitulatif des paramètres…………………………………………… 148 Tableau III- 12 : Récapitulatif des paramètres…………………………………………… 148 Tableau III- 13 : Tableau récapitulatif des paramètres extraits des salves de classe 0….. 150 Tableau III- 14 : Tableau récapitulatif des paramètres extraits des salves de classe 1…... 150 Tableau III- 15 : Récapitulatif des paramètres extraits des formes d’onde de classe 2…. 150 Tableau III- 16 : Filtres éliminant le bruit de fond………………………………………. 154 Tableau III- 17 : Filtres séparant les salves de classe 1 et de classe 2…………………… 155 Tableau III- 18 : Caractéristiques des essais. ……………….……………………………. 160 Tableau III- 19 : Calcul de Icorr au temps t5…………………………………………….. 164 Tableau III- 20 : Calcul de Icorr au temps t6…………………………………………….. 164 Tableau III- 21 : Calcul de ∆Icorr (µA) durant la période d’acquisition 3 pour les éprouvettes

de type A………………………………………………………………... 165

Table des tableaux

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Tableau III- 22 : Calcul de ∆Icorr (µA) durant la période d’acquisition 3 pour l’éprouvette B2a et C4a………………………………………………………………. 165

Tableau III- 23 : Accroissement de la densité du courant de corrosion et des coups pour les éprouvettes de type A,B et C pour la période d’acquisition 3…………………………… 172

AUTHOR : Isabelle VERVISCH-FORTUNÉ

TITLE : Sensitivity of acoustic emission technique to reinforcement corrosion in concrete

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ABSTRACT Reinforcement corrosion is a major cause of concrete deterioration. Acoustic emission, a non-

destructive method currently used in civil engineering, extends to monitor the corrosion of

prestressing cables and metal structures. The objective of this thesis is firstly to define an

accelerated corrosion test able to provide conditions close to natural corrosion and secondly check

the sensitivity of acoustic emission to early corrosion in reinforced concrete. Usual electrochemical

methods are used to validate the results obtained by acoustic emission.

From a literature review, various tests were studied first using high corrosion currents and

increasingly weak to reach value similar to those encountered in structures. Different conditions for

initiation of corrosion were also tested. This allowed access to the development of an accelerated

corrosion test with densities of corrosion current close to the natural ones. The analysis of recorded

acoustic signals and their parameters enabled the identification of two types of waveform. One

corresponds to corrosion by micro-cells and the other by macro-cell. This classification obtained by

an analysis of waveforms and their associated parameters has allowed the development of filters for

automatic discrimination of signals. Finally a relationship between increased density of counts and

increased density of corrosion current is proposed.

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KEYWORDS :

reinforced concrete, corrosion, accelerated test, galvanic current, acoustic emission, carbonation,

polarization resistance, corrosion potential

AUTEUR : Isabelle VERVISCH-FORTUNÉ

TITRE : Sensibilité de la technique d’émission acoustique à la corrosion des armatures dans le béton

DIRECTEURS DE THESE : Ginette ARLIGUIE, Jean-Paul BALAYSSAC et Stéphane LAURENS

LIEU ET DATE DE SOUTENANCE : Toulouse, le 25/09/09

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RESUME La corrosion des armatures est l’une des principales causes de dégradation du béton. Une

des méthodes non destructives actuellement utilisée dans le Génie Civil, l’émission acoustique, tend

à se développer pour évaluer la corrosion des câbles et des structures métalliques. L’objectif de

cette thèse est d’une part de définir un essai de corrosion accélérée réaliste et maîtrisé et d’autre part

de vérifier la sensibilité de l’émission acoustique à la corrosion des armatures dans le béton. Des

méthodes électrochimiques éprouvées sont utilisées pour valider les résultats obtenus par émission

acoustique.

A partir de résultats de la littérature, différents essais ont été étudiés utilisant d’abord des courants

de corrosion élevés puis de plus en plus faibles pour atteindre des valeurs proches de celles

rencontrées dans les structures. Différentes conditions d’initiation de la corrosion ont également été

testées. Cela a permis d’accéder au développement d’un essai de corrosion accélérée avec des

densités de courant de corrosion proches de la réalité. L’analyse des signaux acoustiques enregistrés

et de leurs paramètres a permis d’identifier deux types de salves correspondant d’une part à une

corrosion par micro-piles et d’autre part à une corrosion par macro-pile. Cette classification obtenue

par une étude des formes d’onde et des paramètres associés a permis l’élaboration de filtres pour

une discrimination automatique des signaux. Enfin une relation entre des accroissements de densité

de coups et des accroissements de densité de courant est proposée.

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MOTS-CLES :

béton armé, corrosion, essai accéléré, courant galvanique, émission acoustique, carbonatation,

résistance de polarisation, potentiel de corrosion

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DISCIPLINE ADMINISTRATIVE : Génie Civil

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LABORATOIRE : LMDC (Laboratoire Matériaux Durabilité des Constructions)

Documents

Vervisch Fortune Isabelle