comportement dynamique.
Une tentative d’explication peut être formulée si l’on prend en compte un défaut géométrique initial, comme par exemple une réduction locale de la section ou une dégradation ponctuelle du module d’Young. Au vu des contraintes élevées dans l’armature, le défaut aurait mené à une plastification locale de l’armature dans cette section, et donc à la formation d’une rotule plas- tique, ce qui est observé à l’arase supérieure de l’interface. En prenant en compte l’hypothèse d’une condition aux limites de type rotule entre l’armature et la presse, on se retrouve avec une longueur de flambement proche de celle nécessaire au déclenchement du flambement. Il manque encore une condition pouvant justifier du déclenchement d’un flambement sur toute la longueur d’acier chargé. La proximité de la contrainte axiale avec la limite élastique suffit alors à trans- former la déformation élastique en déformation plastique, que l’on observe in fine sur les facies post-mortem.
On peut citer comme condition un autre défaut géométrique de l’armature cette fois à mi-hauteur de l’acier chargé. Un glissement latéral limité de la tête de l’armature au niveau de la presse suffi- rait également à modifier temporairement les conditions aux limites pour créer un environnement favorable à cette plastification. Une autre explication concernerait l’apparition d’une flexion plas- tique. En effet, la présence d’un défaut à mi-hauteur de l’acier chargé peut désaxer l’effort normal et induire une flexion élastique. La proximité des contraintes avec la limite élastique induit alors une plastification locale des fibres de l’armature comprimées par la flexion. L’armature est alors localement déchargée, traduisant le comportement post-pic observé.
En ce qui concerne l’interface acier-béton, les mesures par fibres optiques montrent que la rupture par flambement ne semble pas avoir d’influence significative sur la réponse du compor- tement de l’acier et du béton au niveau de l’interface, excepté pour la fibre optique accolée à l’armature dont le comportement n’a pas pu être explicité. Plusieurs pistes ont cependant été avancées liées à des artefacts résultant indirectement de la rupture de l’éprouvette en-dehors du béton.
4.4. Discriminations des différents modes de rupture 115
0 50 100 150 200 250 300 350
0 20 40 60 80 100 120
Longueur d’interface (mm)
Force au pic (kN)
Rupture de l’acier Rupture de l’interface
Rupture du béton (réduction de la hauteur)
Par type de rupture
0 50 100 150 200 250 300 350
0 20 40 60 80 100 120
Longueur d’interface (mm)
Force au pic (kN)
Béton Ceos Béton Ceos bis Beton Vercors
Par type de béton Figure4.31: Force au pic
Nous ne sommes donc pas strictement sur la même géométrie.
– Le chapitre 5 montre que la force au pic pour une rupture par glissement global de l’interface est dépendante de la résistance en compressionfc du béton, mais pas uniquement.
Le faible écart entre les valeurs de rupture par glissement global de l’interface et par écla- tement du béton est une conséquence directe des conditions géométriques choisies pour notre essai. Le ratio enrobage de béton c sur diamètre d’acier φ est égal à 4,5. Or Torre-Casanova [2013] montre dans ses travaux qu’un tel ratio, avec une hauteur de béton identique à la lon- gueur d’interface, est une valeur limite séparant les deux modes de rupture concernés (cf. figure 4.32).
Figure4.32: Résultats des simulations numériques de Torre-Casanova [2013]
De fait, la seule donnée de l’enrobagecn’est pas suffisante, il faut considérer la section entière sollicitée par les contraintes orthoradiales de traction. En effet, les simulations numériques de Torre-Casavova proposent une hauteur constante égale à 60 mm et un enrobage variable. Or, nos essais, réalisés avec un enrobage de 72 mm et une hauteur variable, amènent à différents modes de rupture selon la géométrie retenue. Il faut donc comparer les données en fonction de la section totale susceptible de fissurer par traction (c’est-à-dire un plan longitudinal du béton) et non simplement en fonction de la longueur d’interface ou de l’enrobage. La contrainte de traction n’étant pas uniforme sur cette section, il s’agit donc d’une approximation, qui semble néanmoins plus juste que de simplement considérer l’enrobage c. La hauteur de béton h de nos essais susceptible de fissurer est ramenée à un enrobage équivalentceq avec une hauteur de béton
constante égale à 60 mm (comme pour les simulations de Torre-Casanova) et en gardant une section de béton constante. Nos résultats sont alors comparés avec les données de Torre-Casavova (cf. figure 4.33).
0 5 10 15 20 25
0 2 4 6 8 10
ceq/φ
a
σ rz,int/f t
Eclatement Glissement du béton de l’interface
Eclatement du béton
Glissement global de l’interface Torre−Casanova
Figure4.33: Séparation du glissement global d’interface et de l’éclatement du béton On constate que nos résultats correspondent à un ratioσrz,intsurftplutôt constant, quel que soit le mode de rupture. On ne peut donc pas retrouver la relation linéaire obtenue par Torre- Cassanova entre ce ratio et celui de l’enrobage sur le diamètre d’acier. De plus, les éprouvettes ayant cédé par éclatement du béton se trouvent toutes dans le domaine du glissement global de l’armature défini par Torre-Casanova. La relation limite de 4,5 pour le ratioc/φan’est donc pas retrouvée. Les valeurs des ruptures par glissement global ont également été indiquées pour les éprouvettes coulées avec les compositions de béton Ceos et Ceos bis. Pour celles-ci, la hauteur de béton est constamment égale à 320 mm. On constate que, pour ce mode de rupture, les valeurs de la contrainte de cisaillement sont plutôt identiques, voire légèrement plus faibles, que pour le mode de rupture par éclatement du béton. Cette variabilité peut être ramenée à la variabilité des résistances mécaniques des bétons.
On peut également étudier la limite entre rupture par glissement global de l’interface et par plastification de l’armature en fonction du ratio longueur d’interfacelintsur diamètre d’acierφa. La plastification de l’armature intervient pour une contrainte verticale égale à 560 MPa. Pour ce mode de rupture, la contrainte nominale de cisaillement au pic est donc inversement propor- tionnelle à la longueur d’interface. Le facteur de proportionnalité peut être facilement déterminé pour le béton Ceos. En effet, les éprouvettes avec 220 et 320 mm de longueur d’interface ont cédé par plastification, ce qui donne un facteur de proportionnalité de 142 (cf. équation 4.5). La rupture par plastification ne dépendant pas du béton utilisé, la même fonction est utilisée pour le béton Vercors.
σrz,int= 142
lint
φ
(4.5) On vérifie ainsi que le béton Vercors nécessite une longueur nécessaire d’ancrage (égale à5φ) plus faible que le béton Ceos (égale à 14φ) afin d’éviter une rupture par glissement global de l’interface, ce qui est une conséquence directe de ses meilleurs caractéristiques mécaniques.
On peut également comparer ces résultats expérimentaux avec le calcul des longueurs d’ancrage nécessaires selon l’Eurocode 2-1-1 [2005] pour cette situation (cf. tableau 4.5).