Ep : Module d'Young du pieu Es : Module d'Young du sable Et : Module d'Young tangent du sable E* : Module d'Young fictif de l'interface. Rp : rugosité relative de l'interface s : déplacement axial le long du pieu Si : section de la section i.
Introduction Générale
Enfin, nous nous intéressons à l'apport de la modélisation par éléments finis dans la prédiction du comportement des pieux sous chargement axial. Les résultats de ce chapitre constituent la base de données des analyses numériques par éléments finis des essais de chargement de pieux (chapitres IV et V).
Généralités sur les interfaces et le comportement des pieux sous charge axiale dans les sables
Introduction
Caractérisation du comportement de l’interface sol-structure
- Définition de l’interface sol-structure
- Caractérisation expérimentale de l’interface
Physiquement, la couche d'interface définie ci-dessus permet le transfert de la charge de la structure vers le sol. Ceci est dû au phénomène de dilatation empêchée généré au sein de l'interface (Schlosser et Guilloux 1981).
Modélisation du comportement de l’interface
- Modèles élastoplastiques bidimensionnels
- Discrétisation par éléments finis du problème de contact en géotechnique
- Détails sur la mise en œuvre numérique de l’élément d’interface couche mince Pour adapter les éléments finis type couche mince à la description du comportement
Ce critère relie la contrainte normale σn et la contrainte tangentielle τ de l'élément intermédiaire à la rupture. De même, lorsque le rapport hauteur/largeur est trop petit ou trop élevé, l'élément ne traduit pas correctement le comportement scalable de l'interface.
Capacité portante des fondations profondes dans un sol granulaire 1. Généralités
- Aperçu sur les paramètres influençant la capacité portante d’une fondation profonde
- Quelques méthodes de calcul pour le frottement latéral
- Quelques méthodes de calcul pour la résistance en pointe
Nous citerons ensuite plusieurs méthodes de calcul de la capacité portante des pieux, notamment le calcul du frottement axial et de la résistance ponctuelle. Les relations suivantes sont utilisées pour calculer la valeur de la contrainte de cisaillement dans l'arbre à la rupture (qs = τf).
Modélisation du comportement des pieux sous charge axiale 1. Modélisation numérique en éléments finis (EF)
- Méthode des fonctions de transfert des charges t-z
- Modélisation numérique par équations intégrales aux frontières
De nombreux auteurs ont modélisé numériquement, par la méthode des éléments finis, le comportement des pieux sous chargement, en prenant en compte l'interface au contact sol-pieu. D'autres auteurs ont modélisé le comportement des pieux sans utiliser d'éléments d'interface (Mohamedzein et al. Oui (prise en compte du frottement limite à l'interface) Kurian et Srinivas (1995) Pieux à section conique.
Oui (en tenant compte d'un frottement limite à l'interface) Ozkan et al. 2003) Groupe de pieux chargés axialement.
Conclusions
Utiliser cette méthode pour calculer l'essai d'arrachement des pieux dans la chambre d'étalonnage (Huang et al. D'autre part, l'analyse du comportement des pieux isolés sous charge axiale dans un sol granulaire par calcul de la méthode de capacité portante et analyse numérique FE donne une idée générale idée du comportement des fondations profondes et montre que l'interface joue un rôle important dans la définition des conditions de stabilité de la structure, la modélisation numérique par éléments finis du comportement du pieu sous charge axiale nécessite de prendre en compte l'effet de pose, la création d'un modèle adapté du comportement de l'interface et de la définition d'éléments de contact spéciaux.
La validation s'appuie sur les résultats d'essais in situ sur pieux grandeur nature, basés sur des données de laboratoire concernant la caractérisation du sol et de l'interface sol-structure.
Base expérimentale d’essais de pieux sous charge axiale
Introduction
Essai Type 1 : Chambre d’étalonnage (modèle réduit)
- Description du pieu modèle
- Dispositif d’essai et procédure expérimentale
- Résultats expérimentaux
Dans ce paragraphe, les propriétés mécaniques du sable et de l'interface issues d'essais en laboratoire sont données. Les essais triaxiaux sur le sable de Fontainebleau, développés par De Gennaro (1999) et complétés par les données de Dupla (1989) et Dupla et Canou (1994), ont permis d'établir une synthèse des résultats en termes de propriétés élastiques, rupture caractéristiques et déformation volumique du sable (Fig. II-2) et (tab. II.2). Pour une densité de sable à la chambre d'étalonnage ID = 0,46, le module d'Young, le coefficient de Poisson, l'angle de frottement interne et l'angle de dilatance sont donnés dans le tableau II.2 pour différentes valeurs de contrainte de consolidation.
Dans le chapitre IV, nous simulerons et analyserons numériquement les résultats obtenus sur un pieu modèle « coulé » (élancement du pieu L/D = 25), dans du sable moyennement dense (ID = 0,46) et soumis à un confinement isotrope de 100 kPa.
Essai Type 2 : Dunkerque et Labenne
- Description du pieu
- Profil géotechnique des deux sites
- Essais de reconnaissance in situ 1. Description des essais
- Essais de laboratoire
- Essais de chargement des pieux
Les contraintes de cisaillement fs (moyenne) et τrz (locale) sont négatives (Fig. II.13) ; ceci est dû à la remontée de la tête du pieu à la rupture. Après stabilisation, les valeurs de la contrainte radiale effective mesurée (Fig. II.15) montrent une augmentation significative le long du puits par rapport à la valeur initiale in situ avant mise en place du pieu (σ'h0=K0σ'v0) avec. En calculant le coefficient Kc (=σ'rc/σ'v0) dans le tableau II.7, on constate une nouvelle fois l'influence de la densité.
La contrainte de cisaillement la plus élevée est celle située près de la pointe du pieu, à la hauteur du manchon "avant" (Fig. II.17 a).
Essai type 3 : Dunkerque LCPC
- Description du pieu 1. Géométrie
- Essais de reconnaissance 1. Description des essais
- Essais de chargement du pieu
Celui qui se rapproche le plus du test de chargement en boîte fermée CF est le CPT 5 (Fig. II.22). Le module d'Young du sable est déterminé à partir de l'essai au manomètre Ménard en fonction du module du manomètre. Les calculs du module d'Young et de l'angle de frottement sont effectués à partir des profils des manomètres.
Le tableau II.14 résume les valeurs expérimentales mesurées à la rupture après l'essai de charge : charge totale (Qt), charge de frottement (Qs), charge de pointe (Qp), contrainte moyenne de cisaillement sur le canon (τp), pression de pointe (qp ) et le déplacement de la tête de pieu ( ppm).
Conclusion
Modèles d’interface MEPI
Introduction
Modèle MEPI 2D
- Formulation
L'évolution de la fonction d'écrouissage est donnée sur la Fig. III.3, qui traduit le mode d'écrouissage positif (éq. III-4) et le mode d'adoucissement (éq. Un choix approprié de µc permet l'introduction de comportement aux limites de cisaillement : stabilisation de la dilatance aux grands déplacements tangentiels Sur la Fig. III.4, les évolutions de la surface de charge et du potentiel plastique sont tracées dans le plan de Mohr (σn, τ).
Il est à noter que lors de la campagne d’essais de chargement de type 3 aucun test d’interface n’a été réalisé.
Modèle MEPI 3D
- Formulation du modèle 1. Position du problème
- Reproduction des essais d’interface bidimensionnels à l’aide de MEPI 3D
- Définition et détermination des paramètres
- Analyse de sensibilité des paramètres
- Programmation du modèle et résolution du système non linéaire
- Validation du modèle : Comparaison entre les prévisions du modèle et les résultats expérimentaux
- Formulation du modèle MEPI 3D en coordonnées cylindriques
Lors de la déformation et à mesure que la fonction de durcissement augmente, la surface de chargement se dilate de manière homothétique (Figure III.12 a). Kt est déterminé à partir de la valeur de rigidité sécante de la courbe (ut, τ) dérivée de l'essai de cisaillement d'interface. Son influence est négligeable dans la mobilisation des contraintes de cisaillement en CNC (Figure III.28).
Ainsi en CNC, la perturbation de l’épaisseur de l’interface t n’a pas d’impact significatif sur l’évolution de la mobilisation des contraintes de cisaillement (Fig. III.31). La mobilisation expérimentale des contraintes de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel est comparée aux prédictions. Outre la contrainte normale σ3, l'influence des autres contraintes σ1 et σ2(= K0σ3) se traduit par celle du premier invariant I1(=σ1+σ2+σ3).
Conclusion
Une étude de la sensibilité de la réponse de l'interface à divers paramètres a été présentée. Hypothèses de contraintes et déformations pour reproduire les tests typiques d'interface à "CNC", à. La programmation de ce modèle d'interface dans le code de calcul par éléments finis CESAR-LCPC sera présentée au chapitre V.
Le comportement de l'interface autour d'un pieu isolé chargé verticalement en compression sera étudié (les simulations seront faites en géométrie à symétrie de révolution et en géométrie tridimensionnelle).
Analyse numérique bidimensionnelle par éléments finis du comportement des pieux
Introduction
Méthodologie générale
- Considérations concernant les étapes de la méthodologie 1. Etape 1 : Recueil des données expérimentales et géométriques
- Phases de calcul pour la modélisation d’un essai de chargement d’un pieu foncé ou battu
Premièrement, elle est réalisée en activant le poids propre du sol et la contrainte radiale initiale (effet K0), qui influencent de manière significative le comportement du pieu. La valeur de la contrainte de cisaillement résiduelle τres est importante surtout dans la partie supérieure du puits et augmente avec l'augmentation du mouvement ascendant de la tête de pieu (relaxation après pose). Un profil expérimental type de la contrainte de cisaillement résiduelle sur la conduite est donné sur la Figure IV.2 b.
Si l'on considère un cycle de chargement-déchargement, cette valeur maximale τres(max) correspond au niveau de contrainte de cisaillement en fonction du déplacement de la tête du pieu.
Type 1 : Chambre d’étalonnage (modèle réduit)
- Etape 1 : Recueil des données expérimentales et géométriques 1. Géométrie et maillage
- Etape 2 : Définitions des conditions initiales
Dans le calcul S2, le dépôt de sable est simulé en 8 étapes ; lors de chaque phase, le poids de sable de la couche correspondante est activé par la couche de base n°1. Les résultats des simulations (Fig. IV.9) montrent que les profils normaux de contraintes et de cisaillement à l'interface sont peu affectés par le processus de reconstruction du sable. Les résultats relativement similaires entre les calculs S1 et S2 sont probablement dus à la taille réduite de la chambre d'étalonnage (hauteur 680 mm), qui se traduit par un effet réduit de la gravité.
On constate que le calcul S2, qui reproduit mieux la précipitation du sable autour du modèle de pieu, donne des valeurs plus faibles de contrainte normale et de contrainte de cisaillement le long du puits (Figure IV.9) ; ceci est associé au développement de zones de déformation plastique d'étendue réduite dans le massif du sol (Figure IV.10).
S 2sable
Deux stratégies ont été adoptées pour initialiser l'état de contrainte dans le sol et dans l'interface. Lors du calcul S1, le poids du sable et du pieu sont activés en une seule phase de calcul. De plus, l'effet du comportement de l'interface dans l'hypothèse d'un contact frottant ou d'une parfaite adhésion entre le pieu et le sable a été pris en compte.
S 1 sable
Etape 3 : Modélisation du chargement statique
Déplacement de la tête de pieu wt0 (mm) Contrainte de cisaillement moyenne τ et normaleσn (kPa). L'analyse de la Figure IV.12 montre que l'effet de la gravité est également négligeable sur la contrainte normale à l'interface (comparaison de S1 et S2 par rapport à S0). L'effet de la contrainte normale est plus prononcé dans la phase plastique (plateau final) et n'affecte pas la rigidité initiale en cisaillement.
Ensuite, les points d'inflexion des déplacements horizontaux définissent une région d'expansion en dessous de la pointe et proche de la face latérale du pieu modèle (Fig. IV.13 a).
Type 2 : Dunkerque et Labenne (ICP)
- Etape 1 : Recueil des données expérimentales et géométriques 1. Géométrie et maillage
- Etape 2 : Définition des conditions initiales
- Etape 3 : Modélisation du chargement statique du pieu
- Influence du modèle d’interface
La mobilisation des contraintes de cisaillement lors du chargement est illustrée à la Figure IV.18. Cela dépend du choix des paramètres d'interface et de la répartition des contraintes radiales autour du pieu. La valeur de la contrainte de cisaillement moyenne mobilisée à la rupture mesurée (déplacement en tête de pieu 4,3 mm) est de 89 kPa. ) Non.
Pour simuler l'essai de chargement à Labenne, la courbe moyenne de mobilisation des contraintes de cisaillement est également tracée (Fig. IV.19 b).
Type 3 : Dunkerque (LCPC)
- Etape 1 : Recueil des données expérimentales et géométriques 1. Géométrie et maillage
- Etape 2 : Définition des conditions initiales
- Etape 3 : Modélisation du chargement statique du pieu
La géométrie est fidèle au profil géotechnique prenant en compte les différentes couches de sol, la couche d'interface et le pieu. La courbe numérique moyenne de la résultante totale du frottement axial Qs est comparée à la courbe expérimentale déterminée en faisant la moyenne de 5 courbes par coupes (Fig. IV. 33 b). L'évolution de la résistance maximale Qp et de la charge totale Qt sont comparées à l'évolution expérimentale (Fig. IV.34 b).
La pente initiale de la courbe de résistance maximale est clairement sous-estimée numériquement.
Modélisation des pieux à l’aide du logiciel ICFEP
- Elément d’interface sans épaisseur utilisé dans ICFEP
- Programmation et validation du modèle MEPI 2D dans ICFEP
- Simulation de l’essai en chambre d’étalonnage avec ICFEP
La déformation de l'élément d'interface est définie comme le déplacement relatif entre le haut (haut) et le bas (bas) de l'élément d'interface (Figure IV.35). Dans le code ICFEP, les déplacements globaux (u, v) en chaque point de l'élément d'interface sont exprimés en fonction des déplacements des nœuds, à l'aide des fonctions d'interpolation Ni, par les relations suivantes. Sa validation a été réalisée sur la base d'essais de base de cisaillement d'interface par un élément d'interface sans considération.
Les essais de cisaillement considérés pour valider le modèle dans l'ICFEP reprennent ceux considérés par De Gennaro et Frank (2002a) à contrainte normale constante « CNC », à savoir : essai d'interface à la boîte de cisaillement direct modifié « BCDM » entre le sable de Fontainebleau de densité moyenne et acier (De Gennaro 1999) (Fig. IV.37), les tests d'interface BCDM entre le sable de Sydney et une interface métallique rugueuse (Tabucanon et Airey 1992) (Fig. IV.38), les tests d'interface par le cisaillement simple tridimensionnel cyclique appareil "C3DSSI" entre sable de Silice dense et acier brut (Fakharian et Evgin 1996) (Fig. IV.39) et enfin les essais qui seront utiles à l'analyse numérique des pieux de type 2 à Dunkerque, à savoir les essais d'interface "BCDM" entre du sable dense de Dunkerque et de l'acier de même rugosité que le pieu « ICP » (Kuwano, cité par Chow 1997) (Fig. IV.40).
