Essais de détermination de la résistance au feu des maçonneries

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Étude du comportement au feu des maçonneries

La préservation de la structure pendant le feu n’attire l’intérêt que jamais, et un des premiers intérêts est la phase de conception. Une conception adéquate va pourtant réduire significativement le coût de réparation après l’incendie, et garantir aussi la sécurité pour l’évacuation des occupants. Les recherches sur les matériaux et structures se sont énormément développées ces trois dernières décennies. Cependant, ces recherches réservent la priorité pour les matériaux tels l’acier et le béton [29,43]. En particulier, l’application du béton pour la température très élevée dans les réacteurs nucléaires a induit des recherches extensives dans ce domaine. Pour d’autres matériaux tels la terre cuite, le nombre d’étude est beaucoup moindre et il existe peu d’information. Granakrisnan et al. [55] ont développé un modèle d’éléments finis simple de déformation plane avec l’élément à quatre nœuds. Dhanasekar et al. [27] ont créé un modèle d’éléments finis pour les coques LUSAS utilisant des éléments de coques multicouches et épaisses. O’Meagher et al. [76] ont proposé un modèle de calcul se basant sur la méthode analytique moment-courbure.
En analysant les structures de mur chargé, O’Gara [75] considère que les deux bords en haut et en bas sont encastrés, les deux bords latéraux sont libres. Il a proposé de modéliser le problème en 2D par la section transversale traversant l’épaisseur ; cette proposition a conduit à un problème dont l’état de contrainte est plan. Pour cette proposition, l’élément isoparamétrique quadrilatère de 8 nœuds a été choisi. Des non linéarités matérielles et géométriques sont prises en compte. Le modèle « smeared cracking » [25] a été incorporé pour simuler le comportement des matériaux. Dans son modèle, le champs de température est calculé en fonction des mesures de flux pendant le test sur le mur, puis introduit à chaque point nodal par l’utilisateur comme un « input data ». Un modèle d’interface avec le critère Mohr-Coulomb de plasticité a aussi été utilisé pour décrire le comportement de contact aux bords. Par la limite des données existantes, O’Gara considère que les caractéristiques des briques en terre-cuite sont stables jusqu’à 1100◦C.
Le résultat obtenu pour les paramètres « sélectionnés » (coefficient de dilatation ther-mique α = 7, 0 × 10−6 et résistance en traction ft = 2, 5 MPa), en application pour mur en briques pleines, semble correct : les évolutions de déflexions latérales entre calcul numérique et l’essai s’accordent bien. Ce modèle continue à être utilisé pour analyser le comportement des murs de cloison1 [56, 57]. En appliquant aux maçonneries constituées par briques alvéolaires en terre cuite, la simplification du problème en 2D peut être insuffisante parce que les conditions aux bords latéraux ne sont pas prises en considération. De plus, dans ce modèle, l’hétérogénéité du mortier et des briques n’est pas considérée. Surtout, le manque du couplage thermo-mécanique peut entraîner des résultats non satisfaisants : l’écaillage est important dans le cas des murs de briques de structures (alvéolaires) [24] qui modifie des conditions thermiques, la température introduite dans les calculs peut être ne pas réelle.
Dédié à la brique en terre cuite soumise au feu, une étude a été menée au LMT Cachan2, en coopération avec le CTTB3 dans le cadre de la thèse de J.Colliat [20]. Dans cette étude, l’auteur a utilisé le modèle coque pour décrire les parois minces des briques alvéolaires. La modélisation thermique a été menée pour une brique ; cependant, le résultat n’est pas très concordant entre calcul numérique et essai, car l’effet hygrique n’a pas été considéré, alors que la présence de l’eau dans mortier peut ralentir significativement la montée de température. L’étude mécanique s’arrêtait au niveau d’une brique. Alors que le comportement du mur est beaucoup plus complexe avec la présence des joints et l’effet de bord.

Physico-chimie de la terre cuite à haute tempéra-ture

Lorsque la structure est exposée au feu dont la température s’élève jusqu’à mille degré celcius,  plusieurs réactions et modifications physico-chimiques se produisent, modifiant les caractéristiques thermiques et mécaniques.
Pour analyser ces modifications et des changements de masse, nous avons effectué des analyses thermiques afin de comprendre les natures des changements. Il s’agit de l’analyse thermique différentielle (ATD) et de l’analyse thermo-gravimétrique (ATG). Les principes de ces essais sont trouvés dans [30, 89].
L’échantillon préparé sous forme de poudre à dimension inférieure à 200 µm, extrait des briques alvéolaires, est analysé avec l’aide du système « Simutaneous Thermal Analysis »1 , équipé au CTMNC. Les essais montrent plusieurs réactions et transformations physico-chimiques, au cours de l’augmentation de la température (voir Fig. 2.1) :
– de 95◦C à 105◦C, l’eau zéolitique part ;
– à 478◦C, il y a une réaction endothermique correspondant probablement à une réaction allotropique d’un des matériaux constituant de l’argile. L’ATD/ATG ne permet pas de définir la nature de ces minéraux ;
– à 575◦C, la transformation allotropique du quartz α en quartz β [34] entraîne une réaction endothermique ;
– à 791◦C, la décarbonatation résiduelle entraîne une réaction endothermique et une perte de masse ;
– à 900◦C, la décristallisation de la mullite entraîne une réaction exothermique.
Commentaires : En analysant la courbe ATD, les « principaux pics » sont relevés et appellent les remarques suivantes :
– L’eau zéolitique se forme de l’eau adsorbée dans l’ambiance, elle est facile à détacher pour se transformer en vapeur à température d’éboullition. La perte de masse observée sur la courbe ATG, à température autour de 100◦C, est donc reliée avec cette transformation. Cette perte dépend donc de la condition d’humidité. La grandeur de cette perte peut permettre de quantifier l’énergie (chaleur) consommée en passant cette intervalle de température.
– La transformation allotropique à 575◦C est due à la présence de silica en forme libre (quartz). Ce changement de forme de quartz entraîne la déformation et la contrainte internes qui peuvent entraîner des fissures sur la structure.
– Les réactions à 791, 5◦C sont dues à décomposition du carbonate de calcium et du carbonate de magnésium. Il est à noter que ces carbonates sont les résultats des processus de recarbonatation de chaux (CA O) et de magnésie (MG O) sous l’effet de l’humidité et de l’intempérie. Le changement de phase de carbonates à cette température en chaux ou en magnésie, accompagnant la libération de dioxite carbone et en carbonic, entraînera par la suite les changements de caractéristiques mécaniques du matériaux. Cependant, le taux de ce changement dépend de la quantité de calcaire dans la terre cuite. A cause de la méconnaissance des taux des composants, il n’est pas possible de déduire ici l’énergie dépensée pour ces réactions. Dépendant de la quantité de carbonate, cette transformation peut avoir des in-fluences importantes sur les caractéristiques mécaniques. Il convient de remarquer que la rigidité du matériau peut baisser à cause de la faiblesse de chaux et de magnésie.
Les transformations observées sur le résultat de l’ATD engendrent des modifications thermo-hygro-mécaniques du matériau. Il est nécessaire, à partir de ces observations, de faire des essais sous diverses températures, afin d’avoir une estimation fiable sur les évolutions des caractéristiques thermo-hygro-mécaniques en fonction de la température.
Quant à la masse du matériau, l’essai ATG montre aussi que la perte de masse est essentiellement engendrée par la vaporisation d’eau adsorbée et par la décarbonation. Comme le matériau terre cuite a déjà subi une cuisson à des température entre 950 et 1200 ◦C au cours de sa fabrication, en condition normale (le tesson n’est pas immergé dans l’eau), l’eau provient donc de l’humidité de l’air ambiant. Sa quantité reste donc faible (1,6% pour cet essai). La perte totale à 1000◦C étant d’environ 4 à 5% est aussi considérée comme faible. En général, ces pertes ne sont pas prises en compte, la masse est supposée rester constante. Néanmoins, l’eau peut avoir une influence sur les propriétés thermiques de la terre cuite ainsi que sur les autres réactions chimiques.

Propriétés thermiques de la terre cuite

Chaleur spécifique et son évolution en fonction de la tem-pérature

La chaleur spécifique ou capacité thermique Cp est définie par la quantité de chaleur nécessaire pour augmenter de 1◦C la température d’un kg d’une substance. A pression constante, la chaleur spécifique est calculée par : Cp = ∂T p∂H(2.1).
où H est l’enthalpie, T est la température et p la pression. En présence de réactions chi-miques ou de changements de phases (Sect. 2.2) lors de l’augmentation de la température, cette valeur dépend également de ces transformations : ∂H ∂H dξ ¯ dξ Cp = + = Cp + ΔHp ∂T ∂ξ p,T dT dT p,ξ où 0 ¯ ≤ ξ ≤ 1 est le degré de conversion des réactants dans le matériau, Cp est la chaleur spécifique hors réaction chimique et changement de phase, ΔHp est la variation d’enthalpie due à la transformation.
Comme évoqué précédemment (Sect. 2.2), les essais ATD/ATG ne permettent de déterminer ni le taux de conversion, ni le taux des composants à la transformation. Ils ne permettent donc pas de déterminer la variation de Cp.
L’évolution de Cp du matériau en terre cuite, en fonction de T , suggérée par la norme [65], montre que la chaleur spécifique reste constante jusqu’à une température de 95 ÷ 100◦C. Puis l’évolution de Cp présente un pic à 100◦C, diminue ensuite linéairement jusqu’à 200 ◦C pour y atteindre une valeur d’environ 25% de la valeur au pic. Ensuite, Cp diminue linéairement pour atteindre la valeur initiale à 1200◦C.
Par ailleurs, les analyses expérimentales des essais réalisés sur une brique [67] ou sur des murs en briques [24, 68, 69] montrent que les températures mesurées présentent un palier de température à 100◦C, puis la température augmente progressivement (Fig. 3.6).
En reliant ces deux observations, nous trouvons que le palier de température sur la figure 3.6 correspond au pic de la courbe « Cp − T  » à 100◦C, par le point commun : évaporation d’eau adsorbée. La longueur (durée) de ce palier dépend donc de la quantité d’eau contenue dans l’échantillon.
L’évaporation consomme une quantité d’énergie donnée par la relation suivante : Cpvapo = Hl × ml (2.2) où Hl = 2257 103J kg−1 est la chaleur latente d’évaporation de l’eau, ml est la teneur en eau, ΔT est la moitié de l’intervalle d’évaporation : considérons que l’eau s’évapore lorsque la température varie entre 95 et 105◦C, alors ΔT = 5◦C.
En outre, la chaleur spécifique à température ambiante de terre cuite sèche est de l’ordre de 800 à 1100 J kg−1◦C−1, selon sa composition chimique et sa structure cristallographique [22, 44].
Pour les calculs thermiques en bâtiment, il convient de prendre la valeur « utile » qui prend en considération l’humidité ambiante. Notons que la chaleur spécifique est additive. Donc, pour avoir la chaleur spécifique utile, on ajoute à la chaleur spécifique de la terre cuite sèche celle de l’eau absorbée. Par exemple, avec une quantité d’eau de 1,6%, l’augmentation de Cp est : Cpvapo = 0, 016 × 2257 103 × 10−1 = 3611 J kg−1 ◦C−1.
Pour prendre en compte l’effet hydrique de façon simple dans des calculs thermo-mécaniques, il suffit de modifier la courbe normative de la chaleur spécifique « Cp − T  » en calibrant son pic à 100◦C. Il s’agit de déterminer par un essai ATG la teneur en eau du matériau ce qui permet de calculer Cpvapo (Eq. 2.2) puis ajuster le pic. La figure 2.2 donne un exemple d’évolution de Cp en fonction de la température avec la prise en compte d’une teneur en eau de 1,6%.

Conductivité thermique et son évolution en fonction de température

La conductivité λ, exprimée en W m−1 ◦C−1, caractérise la facilité de transfert de la chaleur dans la matière. Elle dépend des matériaux constitutifs, de la densité, de la porosité et de la température. En effet, on montre que la conductivité présente jusqu’à 30% de variation entre des terres cuites de mêmes densités et porosités mais ayant des compositions différentes [44].
La conductivité thermique et son évolution sont déterminées expérimentalement. A température ambiante, les mesures à l’état stationnaire sont utilisées (e.g. méthode de fil chaud, méthode plaque chaude gardée). Elles consistent à mesurer le gradient de température de l’échantillon et le flux passé. La conductivité thermique est déterminée par la relation de Fourrier [36]. Pour cette méthode, il faut assurer la condition adiabatique de l’échantillon.
Quant à la température élevée, il est plus difficile d’assurer les conditions adiabatiques i.e. la perte de chaleur par l’effet de rayonnement. La méthode « Laser Flash » est utilisée. Il est ramené aux mesures de la diffusivité thermique, de la masse volumique et de la capacité thermique à la température correspondante.
La valeur de la conductivité du squelette solide de la terre cuite sèche, mesurée sur plusieurs produits de terre cuite par le CTMNC, est dans l’intervalle de 0,8 à 1,3 W m−1 ◦C−1 pour la direction de l’extrusion. La conductivité apparente de la terre cuite varie de 0,3 à 0,8 W m−1 ◦C−1, sauf dans des cas exceptionnels, cette valeur s’élève jusqu’à 1,5 W m−1 ◦C−1. Technique simplifiée de détermination de l’évolution de λ
La détermination de l’évolution de la conductivité thermique en fonction de la température n’est pas toujours disponible. Par soucis de simplification, nous proposons une méthode indirecte, en profitant de la forme géométrique des briques afin d’estimer rapidement cette évolution.
Pour cette approche, une brique alvéolaire dont les parois sont parallèles est mise en essai (Fig. 2.3). Les thermocouples sont installés aux deux faces de chaque paroi.

Coefficient de dilatation thermique et son évolution en fonction de la température

Le coefficient de dilatation thermique αth est défini par la variation relative de longueur, i.e. déformation, quand la température varie d’un degré. La détermination de αth est réalisée par essai, dont les principes sont détaillés dans [87].
L’essai de détermination de αth se déroule sur des échantillons de forme cylindrique, de diamètre de 5 mm et de longueur de 50 mm.
Les essais montrent que la valeur de αth ne varie quasiment pas en fonction de la température, à l’exception d’un pic à 575◦C du fait de la transformation du quartz α en quartz β. Les résultats d’essais réalisés au CTMNC sur des échantillons terre cuite montrent que le coefficient de dilatation thermique varie entre (3 ÷ 7) 10−6◦C−1. Nous présentons sur la figure 2.6 un exemple de l’évolution de αth d’une brique alvéolaire à perforation verticale.

Comportement mécanique de la terre cuite à tem-pérature ambiante

Comme abordé précédemment au chapitre 1, section 1.5, du fait de certains manques des études existantes, ainsi, vu les caractéristiques des comportements au feu des murs en maçonneries (les phénomènes d’écaillage locale), les structures complètes seront envisagées dans cette étude.
La stratégie de cette approche demande des études sur les caractéristiques mécaniques des matériaux constitutifs i.e. la terre cuite et les mortiers.
Les différentes méthodes de fabrication des produits de brique induisent des différences de comportement mécanique entre les produits. Le cas de brique pleine est différent de celui de brique alvéolaire par exemple. Ces différences sont dues probablement à la présence de filage, de défauts, des composants des matières initiales, etc.

Choix de la géométrie des échantillons

A cause de la forme géométrique, pour les briques alvéolaires, il est impossible de produire des échantillons standards comme les éprouvettes cylindriques de béton . Les propriétés mécaniques sont donc caractérisées sur des échantillons pleins, extraits des parois minces.
A cause de la fabrication, les épaisseurs des parois des briques de structure vont de 3 à 10 mm. Ces épaisseurs ne permettent de produire que des échantillons dont les dimensions sont de l’ordre de 10 à 35 mm de hauteur, de 10 à 20 mm de largeur. La minutie des éprouvettes provoquera des difficultés dans la manipulation, surtout pour les essais à haute température, ou bien générera des incertitudes de mesures, à cause de la résistance qui est trop petite par rapport à la capacité des presses courantes. Il est préférable de réaliser des essais sur des éprouvettes à dimensions plus adaptées.
Le choix de la géométrie pour essais de compression se base sur les formes les plus représentatives de la brique. Considérons par exemple une brique à perforations verticales, utilisée dans la construction des murs porteurs. La brique se compose de 48 alvéoles, dont les dimensions globales sont hb × lb × eb = 270 × 570 × 200 mm3 (hauteur, longueur, épaisseur respectivement) (Fig.2.7).
En se basant sur la forme géométrique, des solutions présentées sur la figure 2.8 sont proposées et retenues pour réaliser les essais de compression dans le sens de l’extrusion.

Comportement mécanique de la terre cuite à haute température

Lors de l’essai feu, en fonction du temps, la température dans le mur augmente et peut s’élever jusqu’à 1200◦C. L’augmentation de température modifie les caractéristiques physiques, chimiques, thermiques et mécaniques.
Les essais de caractérisation sont alors réalisés pour déterminer les évolutions du module de Young, de la résistance en compression et de la résistance en traction de la terre cuite en fonction de température.

Essai de compression à haute température

Méthodologie

Les températures varient de 100 à 1000◦C. La dernière correspond à la température dans la structure, côté chauffé, à partir de 60 min d’essai.
Les éprouvettes sont extraites des briques alvéolaires. Elles sont préparées sous forme de petits morceaux, ou sous formes de boîtes creuses. Avant la réalisation des essais, elles sont mises en étuvage à 110◦C pour les sécher.
Deux méthodes d’application de la sollicitation thermique sont considérées. Pour la première, l’éprouvette est introduite directement dans le four déjà chauffé à la température de l’essai, puis maintenue pendant un certain temps jusqu’à l’homogénéité de température. En effet, cette simulation a pour but d’analyser la performance mécanique sous l’effet de choc thermique. Cet situation correspond à ce qui se passe du côté chaud, dans les premiers instants des essais sur murs, quand la température monte rapidement (Fig.1.4). Le deuxième cas consiste à chauffer lentement l’éprouvette à vitesse adaptée jusqu’à la température d’essai, puis la maintenir un certain temps avant l’application de la charge mécanique. La vitesse de chauffage est égale à celle de l’essai ATD, en général, 200 ◦C h−1. Le temps de maintien de la température d’essai avant l’application de charge mécanique est pré-calculé numériquement [23].
La charge mécanique est appliquée comme dans le cas d’essai à température ambiante.
La vitesse d’application de charge est de 0,5 mm min−1 : chargement supposé statique.
Au cours de l’essai, les forces et les déplacements sont mesurés en continu.

Résultats de compression en cas de changement rapide de tempéra-ture

Pour ce type d’essai, 15 campagnes d’essais sont menées par le CTMNC en 2006 sur 15 produits différents de briques alvéolaires provenant de différents sites de fabrication en France.
Les résultats d’essai montrent que, même avec un changement brusque de température, les éprouvettes sont toujours intactes, i.e. il n’y a pas de rupture « apparente », avant l’application de charge mécanique. La rupture par l’effet de choc thermique n’est pas observée pour toute valeur de températures étudiées.
La figure 2.14 représente les courbes contrainte-déformation, aux différentes tempé-ratures, des échantillons d’une brique de cloison mince, à perforation horizontale. Il est montré que, jusqu’à température 550◦C, la relation contrainte-déformation est toujours linéaire, le comportement de terre cuite reste fragile, représenté par une rupture brusque. Au delà, la phase élastique linéaire est limitée à une valeur de contrainte qui correspond à 1/5 jusqu’à 1/3 de la contrainte résistante mesurée. Ensuite, une phase non-linéaire appa-raît ; elle s’accompagne d’une diminution de la rigidité. Dans certains cas, il y a apparition d’un plateau de contrainte à partir de 750◦C, traduisant ainsi une ductilité du matériau du fait de l’augmentation de température.
Les évolutions de la résistance en compression et du module de Young présentent des variations similaires. On obtient une augmentation dans l’intervalle de 20 à 550, ou/et 750◦C, suivie d’une diminution au delà. Cette diminution peut s’expliquer par le changement de phase du quartz et par la décarbonation (Sect. 2.2).
A titre d’exemple, dans le cas présenté ci-dessus, la terre cuite devient plus rigide et résiste mieux à 750◦C. Cependant, à 1000◦C, elle perd presque totalement sa rigidité. Quant à la résistance à cette température, nous observons que la terre cuite résiste souvent mieux qu’à la température ambiante. Cependant à cette très haute température, la déformation de l’échantillon est énorme, de l’ordre de 20%.

Commentaire sur les résultats de compression à haute température

Contrairement aux matériaux modernes de construction comme le béton et l’acier de faible tenue à partir de 600◦C, la terre cuite résiste bien jusqu’à 750◦C. De plus, bénéficiant du fait d’être cuite avant la mise en utilisation, la terre cuite est estimée stable avec la température, surtout, côté stabilité hygrique. Cette bonne propriété permet de bonnes caractéristiques mécaniques à haute température.
Le comportement de terre cuite à haute température est, en général, élastique et fragile. Les relations contrainte-déformation sont supposées linéaires. Cependant, comme la terre cuite n’est pas très homogène, due aux plusieurs facteurs, il est difficile, pour la variation de rigidité et résistance en fonction de température, de donner une loi commune pour tous les produits. Cependant, on peut conclure ici, à travers les essais, que la terre cuite a encore une bonne tenue à haute température.
L’explication de l’augmentation de résistance et de module de Young avec la tempéra-ture jusqu’à 750◦C, est liée à la modification de structure cristalline dans le matériau terre cuite. Cependant, il n’y a pas d’étude approfondie sur ce sujet. Dans cette étude, nous ne cherchons pas à expliquer ce problème physique. Nous comprenons que la cuisson des briques à température aux alentours de 1000◦C détruit tous les composants « sensibles et fragiles » à la température : cas des matières organiques, de l’eau chimiquement liée, de la silice, de l’illite. Les propriétés de retrait et de plastification des matières composantes ont renforcé la terre après la cuisson et l’ont rendue plus réfractaire, qui permettent la bonne stabilité aux températures inférieures à la température de cuisson (de 900 à 1200◦C). A titre d’information, dans le produit contenant une grande quantité de silice, le module de Young augmente à partir de 500◦C jusqu’à 1400◦C.
Il semble que la résistance et la rigidité de la terre cuite à haute température dépendent de la vitesse de chargement thermique. Cette propriété est importante pour la partie modélisation. En effet, dans le mur exposé avec un côté au feu, la vitesse de montée de température d’un point matériel à l’autre, est différente : celui à côté chaud qui subit une augmentation rapide de température, peut être dégradé plus rapidement que celui à côté froid où le matériau est plus stable à la température et se dégrade plus lentement. A cause de manque de matériel et de temps, une telle étude n’a pas été abordée ici.

Propriétés du mortier traditionnel

Le mortier traditionnel est constitué de pâte de ciment hydraté et de sable. La formulation d’un mortier permet d’obtenir la qualité souhaitée. Par exemple, pour 80 litres de mortier ordinaire, il faut 35 kg de ciment, 80 litres de sable et 15 litres d’eau ainsi que des adjuvants si nécessaire. Ainsi le comportement en température du mortier est fortement affecté par la quantité d’eau mise en jeu. Après hydratation, l’eau dans le mortier existe sous forme vapeur, liquide (libre et adsorbée) ainsi que sous forme d’eau chimiquement liée. Il est donc nécessaire de prendre en considération cette eau pour analyser le comportement thermo-hygro-mécanique (THM) de la maçonnerie [3, 4, 9]. Nous présentons dans ce qui suit quelques propriétés principales intervenant dans la modélisation du comportement au feu du mortier traditionnel.

Propriétés physico-chimiques

Le mortier soumis à de hautes températures est le siège des processus physico-chimiques suivant [4] :
– entre 20◦C et 105◦C : départ de l’eau évaporable constituée de l’eau libre et l’eau adsorbée.
– entre 130◦C et 170◦C : occurence d’une réaction endothemique correspondant à la décomposition du gypse CaSO4 − 2H2O.
– entre 180◦C et 300◦C : déshydratation des C − S − H par départ de l’eau chimique-ment liée.
– entre 250◦C et 370◦C : décomposition et oxydation des éléments métalliques (fer- riques).
– entre 450◦C et 550◦C : décomposition de la porlandite en chaux libre Ca(OH)2 → CaO + H2O.
– autour de 570◦C : transformation du quartz α en quartz β accompagnée d’un gonflement pour les granulats quartziques et basaltiques.
– entre 600◦C et 700◦C : décomposition des C − S − H et formation de β − C2S.
– entre 700◦C et 900◦C : décomposition du carbonate de calcium CaCO3 → CaO + CO2, la réaction est fortement endothermique.
– entre 1300◦C et 1400◦C : début de la fusion de granulats et de la matrice.

Étude du comportement thermique d’une brique

Pour analyser le comportement des murs, l’analyse thermique à l’échelle de brique est la première démarche pour comprendre les phénomènes produits au cours de l’exposition au feu. L’objectif de l’essai est d’analyser le transfert thermique dans une brique isolée. Cet essai donnera l’évolution de température en fonction du temps. Cette évolution permet d’identifier l’isolation thermique I.
Les briques considérées sont alvéolaires, composées de 5 parois frontales. Le feu chauffe une face de la brique (face exposée) en suivant la courbe de température ISO (Eq. 1.1). La face opposée (face non exposée) est en contact avec l’air de l’ambiance. Les autres faces sont adiabatiques.
A cause de la difficulté de la production de la courbe ISO de température par le matériel du laboratoire d’essai (four électrique), l’enceinte du four est portée à une température de 1000◦C avant la mise en place de la brique. Une nappe d’épaisseur 1 mm de fibre est donc installée à la face exposée pour ralentir l’évolution de température et pour produire une courbe de température à la face exposée ayant l’allure proche de la courbe normative.
Les faces latérales sont protégées par une nappe de fibre de 5 mm d’épaisseur pour limiter les pertes thermiques perpendiculairement à la face chauffée, i.e. assurer la condition adiabatique. Les thermocouples sont installés sur toutes les parois frontales au travers des trous de diamètre 2 mm percés dans la brique. Une fois les thermocouples placés, chaque trou est rebouché par du ciment réfractaire pour éviter les pertes thermiques. Le schéma d’implantation est présenté sur la figure 2.27.

Analyse du comportement thermique

Évolution de température

La transmission de chaleur du four au mur se fait par convection et rayonnement. Le transfert de chaleur dans le mur se fait par conduction dans les parois puis par convection et rayonnement dans les alvéoles [73].
La figure 3.6 montre les évolutions de température en fonction du temps, des points internes et à la face exposée du mur. Les étiquettes des thermocouples sur cette figure correspondent à celles présentées dans les figures 3.1, 3.2, 3.3 et 3.5. Au cours des essais, les évolutions de températures mesurées se distinguent, en général, par quatre phases principales :
– Phase 1 – Temps de transmission : le temps nécessaire pour que la chaleur arrive au point considéré.
– Phase 2 – Premier temps d’augmentation : la température commence à augmenter jusqu’à environ 100◦C.
– Phase 3 – Temps de stabilité (plateau) : la température se stabilise ; un plateau est enregistré à environ 80◦C à 100◦C. Pendant cette phase, la vapeur d’eau, observée visuellement, se diffuse.
– Phase 4 – Deuxième temps d’augmentation : après la phase de stabilisation, la température continue à augmenter jusqu’à la fin de l’essai.
La durée de ces phases dépend de plusieurs facteurs, en fonction de la position du point considéré, la forme géométrique des briques, des caractéristiques thermo-mécaniques des matériaux et de type de mur (mur porteur ou non).
L’origine des plateaux dans la phase 3 est interprétée comme la conséquence de changement de phase de l’eau disponible dans les matériaux (brique et mortier). En effet, l’eau existant dans le mur sous deux formes : eau adsorbée dans les briques, eau adsorbée et chimiquement liée dans le mortier. L’eau adsorbée se détache facilement pour se transformer en vapeur quand la température atteint le point d’ébullition d’eau (100◦C). La transformation de phase de l’eau, de liquide en vapeur, consomme de l’énergie (chaleur), décélère l’augmentation de température, puis forme des « plateaux d’évaporation ». Le changement de phase de l’eau est observé expérimentalement par l’apparition de vapeur pendant les essais.
La durée de la phase 3 au niveau des joints de mortier traditionnel est plus longue que celle au centre des briques du fait de l’importance du flux de vapeur à proximité du mortier. De plus, la propagation de chaleur dans le mortier est assurée essentiellement par la conduction, qui est moins rapide que le couplage conduction-convection-rayonnement dans les briques alvéolaires, malgré la grande conductivité thermique du mortier (de l’ordre de 1,5 W m−1 K−1). Il est aussi observé que, plus le thermocouple se situe loin du feu, plus la phase 3 est longue (Fig. 3.6). En effet, plus le thermocouple est loin du feu, moins l’augmentation de température est violente, permettant une durée longue d’évaporation. C’est grâce aussi au fait du transport de vapeur de la zone chaude vers la zone plus froide [4].

Mur non porteur épais

Le test No.2 représente ce type de mur. Comme illustré sur la figure 3.17, la déflexion augmente de façon plus « harmonisée ». L’effet d’écaillage n’est pas montré clairement sur la courbe de déflexion. En effet, comme observé expérimentalement, avant écaillage, le son audible de craquement est émis du mur. Ces sons représentent en réalité l’apparition des micros fissures. En parallèle, les modifications dans la structure se produisent : la modification de rigidité i.e. module de Young du matériau, la modification de l’adhérence entre briques et joints mortier (plutôt affaiblie). Ces modifications font perdre l’énergie dans le mur. Comme il n’y a pas de charge mécanique et les conditions aux limites étant presque symétriques, tous ces phénomènes forment un mécanisme consécutif, qui entraîne ensuite des pertes « harmonisées » d’énergie : la déflexion semble continue comme dans le test No.1 où il n’y avait aucune rupture.

Mur porteurs

Dans le cas des murs porteurs, la charge verticale renforce l’adhérence entre les briques au pied du mur et le cadre de support. Le bord en bas du mur se comporte comme un encastrement.
Le bord supérieur peut se déplacer librement sauf aux positions d’application de la charge, qui limitent le déplacement hors-plan du mur (direction Oy dans la figure 1.3), à cause du blocage du système de vérin (voir Fig. 3.4). Cependant, la rotation du bord supérieur est possible.
L’allure de déformée du mur est donc plus complexe. La tendance générale peut être interprétée comme suivant : la partie en bas se déplace vers l’extérieur tandis que la partie supérieure s’incurve vers le feu. Cependant, à cause des ruptures locales qui modifient les mécanismes, cette tendance n’est pas toujours valide dans la réalité.
Sur la figure 3.17b, nous constatons que le mur monté avec joints minces se déforme lentement par rapport au cas du test No.3. Ce comportement est relié avec le fait de l’augmentation lente de température dans le mur, comme expliquée dans la section précédente (Sect. 3.4).

Phénomène thermo-hydro-mécanique des murs ex-posés au feu

A travers les analyses ci-dessus, du point de vue thermo-hydro-mécanique, en général, nous pouvons « classifier » les phénomènes suivants lorsqu’un côté du mur est exposé au feu.
1. La chaleur du four se transmet au mur via la face exposée par les transferts radiatifs et convectifs.
2. La chaleur et la masse (eau) traversent le mur par la conduction dans les parties pleines des briques et dans les couches de mortier. Dans le cas où les briques sont alvéolaires, la chaleur est transférée aussi par le rayonnement et convection dans les cavités.
3. La chaleur chauffe le mur, génère des réactions physico-chimiques et modifie les propriétés des matériaux constitutifs (Sects. 2.2 et 2.6.1). Surtout, la chaleur fait vaporiser l’eau adsorbée dans les matériaux, créant la « fumée de vapeur » observée à quelques moments de l’essai.
4. La chaleur génère la déformation thermique en chaque point de la structure. Cette déformation n’est pas uniforme.
5. La déformation thermique, se combinant avec la déformation mécanique (engendrée par la charge extérieure et par les conditions aux bords) déforme le mur.
6. La déformation non libre et non homogène dans le mur génère des contraintes (efforts internes) dans le mur.
7. La déformée ou la contrainte peuvent dépasser un seuil critique et provoque l’endommagement, les fissures, les ruptures locales et même la rupture globale.
8. A leur tour, les ruptures locales, fissures locales, perturbent le transfert thermique, permettant un transfert plus rapide, voire le passage de la flamme à l’extérieur.
9. La résistance au feu est déterminée par la température, ou par le passage de la flamme, ou par la rupture globale du mur.

Table des matières

1 Bibliographie 
1.1 Introduction
1.2 Essais de détermination de la résistance au feu des maçonneries
1.2.1 Généralité
1.2.2 Scénario d’incendie
1.2.3 Critères de performance
1.3 Calcul de la résistance au feu des maçonneries
1.4 Étude du comportement au feu des maçonneries
1.5 Stratégie de l’étude
2 Étude expérimentale – Caractérisation des matériaux 
2.1 Introduction
2.2 Physico-chimie de la terre cuite à haute température
2.3 Propriétés thermiques de la terre cuite
2.3.1 Chaleur spécifique
2.3.2 Conductivité thermique
2.3.3 Coefficient de dilatation thermique
2.4 Comportement mécanique de la terre cuite à température ambiante
2.4.1 Choix de la géométrie des échantillons
2.4.2 Comportement en compression
2.4.3 Comportement en flexion
2.5 Comportement mécanique de la terre cuite à haute température
2.5.1 Essai de compression à haute température
2.5.2 Essais de flexion « quatre points » à haute température
2.6 Propriétés du mortier traditionnel
2.6.1 Propriétés physico-chimiques
2.6.2 Propriétés thermiques
2.6.3 Propriétés mécaniques
2.7 Étude du comportement thermique d’une brique
2.8 Conclusion
3 Étude expérimentale – Essai sur murs 
3.1 Introduction
3.2 Description détaillée des tests
3.2.1 Test No.1 : Mur non porteur mince
3.2.2 Test No.2 : Mur non porteur épais
3.2.3 Test No.3 : Mur porteur, monté avec joints traditionnels
3.2.4 Test No.4 : Mur porteur, monté avec joints minces
3.3 Analyse normative
3.4 Analyse du comportement thermique
3.4.1 Évolution de température
3.4.2 Distribution de température à la face non exposée
3.5 Analyse du comportement mécanique
3.5.1 Comportement local
3.5.2 Comportement global
3.6 Phénomène thermo-hydro-mécanique des murs exposés au feu
3.7 Conclusion et propositions
4 Simulation et Modélisation 
4.1 Introduction
4.2 Modèle de transfert de chaleur dans les structures alvéolaires
4.3 Modèle mécanique
4.4 Résolution des équations thermo-mécaniques
4.5 Étape de calcul
4.6 Modélisation du contact brique-joint
4.6.1 Cas de joints épais en mortier traditionnel
4.6.2 Cas de joints minces en colle
4.7 Modélisation de condition aux limites
4.8 Critère d’écaillage
4.8.1 Écrasement
4.8.2 Détachement
4.8.3 Voilement
4.8.4 Conditions aux limites locales vis a vis du flambage des parois
4.9 Modélisation numérique et procédure de calcul
4.10 Conclusion
5 Validation numérique – Brique et Mur non porteur mince 
5.1 Introduction
5.2 Brique alvéolaire
5.2.1 Modélisation
5.2.2 Résultat de calcul
5.2.3 Étude paramétrique
5.3 Mur non porteur mince
5.3.1 Configuration
5.3.2 Modèle mécanique
5.3.3 Évolution de la température
5.3.4 Analyses de la déformée et du déplacement
5.3.5 Analyse de la contrainte
5.3.6 Étude paramétrique
5.4 Conclusion
6 Validation numérique – Mur non porteur épais et Mur porteur 
6.1 Introduction
6.2 Mur non porteur épais
6.2.1 Caractéristiques des matériaux
6.2.2 Configuration et conditions aux limites
6.2.3 Analyse de la déformée
6.2.4 Analyse de la contrainte
6.2.5 Analyse de la température
6.3 Mur porteur monté avec joints épais en mortier traditionnel
6.3.1 Caractéristiques des matériaux
6.3.2 Configuration et conditions aux limites
6.3.3 Analyses de la déformée et du déplacement
6.4 Mur porteur monté avec joints minces en mortier colle
6.4.1 Descriptions
6.4.2 Analyse de la déformée et du déplacement
6.5 Conclusion
Conclusion générale 
Bibliographie 

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