essai push-in

Ainsi, de nombreuses données sont obtenues à différentes étapes du comportement de la liaison acier-béton. La principale difficulté concernant l’étude expérimentale de la liaison acier-béton concerne l’accès à la condition d’interface.

Approche de la liaison acier-béton

En règle générale, la dégradation de la liaison par glissement du renfort s'effectue au travers d'une fissure cylindrique. Ces bielles assurent donc principalement la résistance de l’interface et provoquent des mouvements entre le béton et l’acier (point B).

Figure 1.2: Mise en traction d’un câble de précontrainte de l’enceinte

Essais de type pull-out

De plus, ils montrent que multiplier le confinement par 9 double la contrainte résiduelle de l'interface. Ceci permet de déterminer les déplacements dans l'acier et dans le béton au voisinage de l'interface (cf. figure 1.24).

Figure 1.11: Quelques modes de rupture d’un essai de type pull-out selon Dominguez [2005]

Essais de type push-in

Rehm et Van Amerongen [1968] ont été les premiers à souligner le problème en supposant que le mortier poreux s'accumule sous la barre horizontale (cas 2), réduisant ainsi la résistance d'interface. Enfin, le test d'indentation consiste à placer une plaque d'appui contre l'extrémité chargée de la barre d'armature.

Figure 1.28: Essais de Viawanthanatepa [1979]

Essais de type cyclique

Essai de type double-tirant

Cette distance, indiquée en pointillés sur la figure, permet de distinguer deux zones selon l'influence de la barre d'acier et du couvercle. Enfin, les auteurs estiment que le principal mécanisme de dégradation est celui de la fissuration radiale du béton et non celui du glissement de l'interface acier-béton.

Figure 1.36: Essai de Goto [1971] : caractérisation des fissures par injection d’encre Une étude assez complète sur les tirants est réalisée par Clément [1987], qui a disposé des jauges de déformations collées sur l’acier et dans le béton

Discussion

Il s'agit d'une résistance moyenne qui ne correspond donc pas forcément à la résistance locale de l'interface. De même, la longueur d’ancrage entre l’acier et le béton est le paramètre géométrique le plus important qui contrôle la rupture par cisaillement de l’interface.

figure 1.41) une relation quasi linéaire entre τ int et f c (cf. équation 1.11) et fonction du diamètre d’acier φ et d’un diamètre nominal d’acier φ 0 égal à 10 mm.

Conclusions

Cette lacune est principalement due au manque de technologies capables d'interroger localement l'état de l'interface sans la modifier. Cela empêche également la validation des modèles numériques proposés pour reproduire le comportement de l'interface.

Mise au point d’un essai de type push-in

Un autre capteur de déplacement de type LVDT est placé entre le plateau inférieur de la presse et le pied du bâti (voir figure 2.6). Les mesures de déplacement peuvent alors être directement liées au glissement des armatures dans le béton.

Figure 2.1: Restriction sur une portion de la représentation du cisaillement de

Instrumentation locale par fibres optiques

Plusieurs câbles optiques sont donc disposés verticalement dans le béton aux distances suivantes des armatures (voir figure 2.9). Toutes les fibres optiques du béton sont prélevées, au niveau de l'interface, dans le béton et ne mesurent donc que la déformation de ce milieu.

Figure 2.8: Deux types de câble optique (dimensions en mm)

Préparation des éprouvettes

Les essais réalisés avec les formulations Ceos et Ceos bis ont été dupliqués pour examiner spécifiquement une autre possibilité de réduire la longueur de l'interface en réduisant la hauteur totale du béton (voir Figure 2.17). Les différents tests réalisés au cours de la thèse sont ainsi résumés dans le tableau 2.5. Longueur Béton Présence Etude de réduction Nombre d'interfaces fibre optique utilisées hauteur béton des sujets.

Figure 2.15: Exemple de mise en œuvre du banc de coulage

Conclusion

Dans le cas de barres lisses, cette première étape conduit directement à une rupture caractérisée par un glissement d'interface. En revanche, dans le cas des crayons HA, la résistance nominale de l'interface atteint environ 20 MPa. Ces deux premières phases du comportement de l'interface se situent donc avant le pic du comportement résistant de la liaison acier-béton.

Étude globale : mise en évidence d’un glissement local

On peut également noter que les valeurs obtenues sont presque trois fois supérieures car le capteur de déplacement libre ne capte qu'une très petite partie du déchargement élastique de l'éprouvette. Par conséquent, des cycles se développent continuellement dans le domaine élastique linéaire du comportement du béton et de l’acier, ainsi que dans le domaine linéaire de la liaison acier-béton. La différence entre les deux glissements représente la déformation moyenne de l’acier en compression.

Étude de l’influence d’un chargement monotone sur le com- portement local

On peut donc conclure que le profil de déformation le long de l’interface n’est pas linéaire. L'étude du profil des déformations le long de l'interface montre une similitude avec le profil des déformations dans l'acier (élevé puis décroissant) et, à l'inverse, une évolution inverse des déformations des autres fibres optiques dans le béton ( nul ou faible, puis croissant) . Par ailleurs, les déformations de l'acier et de la fibre optique fixée au renfort ne sont pas les mêmes.

Figure 3.10: Fibres optiques dans l’acier, paliers enveloppe

Étude des non-linéarités à effort constant (40 kN)

Enfin, les profils de déformation des autres fibres placées dans le béton à distance du renfort sont opposés au profil des fibres optiques en acier. Les fibres optiques dans le béton à distance des armatures et les fibres optiques dans l'acier ont des profils opposés, reflétant le transfert d'efforts entre l'acier et le béton. Etude des non-linéarités à force constante (40 kN) 85. b) Régressions quadratiques des déformations Figure 3.20 : Déformations de fibres optiques en acier, appuis à 40 kN.

figure 3.23). A nouveau, on observe un profil similaire à ceux des paliers enveloppe et l’apparition de la déformation de traction homogène le long de l’interface.

Contributions de la simulation numérique

La fonction de transfert dans l'acier est un Dirac, les déformations numériques de l'acier et les déformations expérimentales des fibres optiques dans l'acier peuvent être immédiatement comparées. La fonction de transfert de la fibre optique dans l'acier correspondant à un Dirac, les déformations numériques de l'acier et les déformations expérimentales des fibres optiques peuvent être directement comparées (cf. Figure 3.26). Cependant, on peut noter que les déformations numériques se développent plus lentement le long de l'interface que les déformations expérimentales.

Figure 3.25: Maillage Cast3m de la simulation numérique

Détermination des contraintes locales de cisaillement

Cependant, si le profil des contraintes axiales était linéaire le long de l'interface, la différence de contraintes et donc la contrainte de cisaillement seraient néanmoins homogènes. Le profil de contrainte de cisaillement le long de l'interface et les valeurs moyennes de contrainte de cisaillement le long de l'interface (voir Figure 3.33) sont à nouveau obtenus pour les appuis à 40 kN. On peut également noter que le profil des contraintes de cisaillement le long de l’interface ne change pas de manière significative à mesure que la force historique augmente.

Figure 3.30: Contraintes locales de cisaillement

Conclusions sur la deuxième phase du comportement de l’in- terfaceterface

Les contraintes de cisaillement sont donc plus élevées à l’extrémité supérieure de l’interface, là où les forces sont introduites, que ce qu’indique la simulation numérique. On remarque également que les contraintes de cisaillement ne sont pas uniformes le long de l’interface, comme l’indique la simulation numérique, mais linéaires. Cela indique que le transfert des forces de l'acier au béton a été pleinement réalisé à cette distance.

Figure 3.34: Faciès post-mortem de l’interface

Éclatement du béton

Ce chapitre décrit et analyse les modes de rupture alternatifs de l'échantillon de béton armé, c'est-à-dire au-delà du glissement global de l'interface. Les contraintes nominales de cisaillement de l'interface au pic σrz,int ont été calculées (voir figure 4.4). La contrainte orthoradiale dans le béton est donc maximale en tête de l'interface à proximité des armatures.

Figure 4.2: Observation du plan de fissuration après sciage de l’éprouvette de 70 mm de haut Le comportement en force-déplacement (cf

Plastification de l’armature

Certaines fibres optiques en acier n'étaient pas en mesure de fournir des mesures utilisables. Les mesures obtenues pour les trois derniers niveaux de mesure lors de l'essai (voir figure 4.12) ne sont pas de très bonne qualité. Comme au chapitre 3, une régression polynomiale du 2ème ordre est appliquée aux déformations de l'acier (voir Figure 4.13) et comparée aux résultats issus de la simulation numérique.

Figure 4.5: Disposition des câbles optiques dans le béton

Rupture combinée de l’éprouvette

Ces contraintes sont réparties uniformément sur le renfort et ont des valeurs inférieures à 1 000 µm/m (à ajouter aux valeurs de déformation élastique). Dans cette tentative, une plastification partielle du renfort est détectée par les fibres optiques sur toute la hauteur de l'acier chargé. Comme condition, on peut citer un autre défaut géométrique du renfort, cette fois à mi-chemin de l'acier chargé.

Figure 4.20: Faciès post-mortem de l’interface de part et d’autre de l’armature

Discriminations des différents modes de rupture

La faible différence entre les valeurs de rupture par glissement général d'interface et par effritement du béton est une conséquence directe des conditions géométriques choisies pour notre essai. De plus, les échantillons issus de la fissuration du béton appartiennent tous au domaine global de glissement des armatures défini par Torre-Casanova. La limite entre rupture par glissement général d'interface et par plastification de l'armature peut également être étudiée en fonction du rapport de la longueur de l'âme d'interface au diamètre de l'acier φa.

Figure 4.32: Résultats des simulations numériques de Torre-Casanova [2013]

Conclusions sur les ruptures alternatives

Celle-ci se caractérise au niveau de l'interface par la rupture des barres de compression assurant le transfert des efforts entre l'acier et le béton. De plus, une macrofissure se développe le long de l’interface le long des nervures, provoquant une forte discontinuité cinématique. Cette dégradation de l'interface entraîne un glissement général des armatures dans le béton, ainsi que des morceaux de béton placés entre les nervures.

Figure 5.1: Faciès post-mortem de rupture par glissement global d’interface

Analyse générale

Le modèle numérique reproduit assez fidèlement le comportement pré-pic de l'échantillon avec une longueur interfaciale de 70 mm. Au cours de l'essai, l'évolution du glissement imposé (en traits pleins) et libre (en pointillés) en fonction de la force historique (FH) est également étudiée (voir figure 5.8). Ceci est dû au frottement entre l’acier et le béton lors du déchargement de l’échantillon.

Table 5.2: Variables flux et variables forces du modèle (selon Richard et al. [2010b]) Les lois d’état sont dérivées du potentiel (cf

Influence d’un chargement monotone sur le comportement local de la liaisonlocal de la liaison

Après ces régressions, les contraintes de cisaillement le long de l'interface sont calculées (voir Figure 5.14). La fibre optique présente dans le béton mesure les contraintes de compression en partie basse de l'interface et les contraintes de traction en partie haute à 15 mm du renfort (voir Figure 5.15). A la fin du test, les déformations de la fibre optique attachée au gain ont des valeurs égales à celles de la simulation dans la partie centrale de l'interface.

Figure 5.13: Déformations numériques et expérimentales de l’acier, paliers enveloppe

Étude des non-linéarités à effort constant (40 kN)

Comme pour les appuis d'enveloppe, les mesures de fibre optique à 8 mm du renfort (voir Figure 5.26) montrent les valeurs de bruit. Par rapport à la modélisation numérique (voir Figure 5.27b), le pic de traction dans la partie supérieure de l'interface n'est pas reproduit. L'étude des déformations le long de la pointe (voir Figure 5.32) montre que ce comportement est conservé, sauf pour la fibre optique à 15 mm du renfort qui présente le saut de déformation décrit ci-dessus.

Figure 5.28: Déformations à l’extrémité inférieure de l’interface, fibre à 8 mm, paliers 40 kN

Auscultation des faciès post-mortem

Cependant, le profil de la fissure n'est pas nécessairement rectiligne, du fait de l'hétérogénéité de l'interface. La perméabilité intrinsèque est donnée en fonction de l'inverse de la pression d'injection (voir figure 5.38). Cette modification de la perméabilité du milieu est donc uniquement imputable à la dégradation de l'interface.

Figure 5.35: Fissure le long de l’armature (image pivotée de 90 ◦ dans le sens horaire) Ainsi, une fine fissure droite est visible dans le béton le long de l’armature, passant au raz des nervures

Conclusion

Les déformations du béton à proximité du ferraillage deviennent alors les déformations du béton à distance de la barre. L'utilisation des tests montre également que la résistance d'interface dépend faiblement de la longueur de l'interface. On peut supposer que ce faible développement est une conséquence directe de l’inhomogénéité des contraintes de cisaillement le long de l’interface.

Figure 5.39: Représentation des phénomènes non-linéaires précédant le pic

Transmission d’une onde lumineuse dans un câble optique

La technologie d'instrumentation à fibre optique est un processus qui vise à déterminer les déformations dans un matériau à l'aide d'une fibre optique.

Principe de la mesure et de son traitement

Cette instrumentation s'appuie sur l'étude de la rétrodiffusion des ondes lumineuses envoyées vers la fibre. La rétrodiffusion de type Rayleigh résulte de la rétrodiffusion des ondes sur les imperfections de la silice. En revanche, l'intensité de la rétrodiffusion de type Rayleigh est plus importante, permettant une mesure beaucoup plus précise, de l'ordre du millimètre.

Figure A.3: Rétro-diffusion d’une onde lumineuse dans une fibre optique suivant différents processus

Cette annexe a pour objectif de regrouper les mesures effectuées par les fibres optiques sur les éprouvettes de longueur d'interface 70 mm.

Figure B.16: Fibre accolée, paliers enveloppe

Cette annexe a pour objectif de regrouper les mesures effectuées par les fibres optiques sur les éprouvettes de longueur d'interface de 80 mm.

Analyse expérimentale et micromécanique des propriétés mécaniques et de transport de mortiers contenant des microfissures induites par la chaleur. Etude expérimentale de la liaison entre acier et béton autoplaçant - contribution à la modélisation numérique des interfaces. Analyse du mécanisme de transfert de contrainte entre un capteur à fibre optique distribué réel et le milieu environnant.