Développement d’un modèle de l’interface à haute température

Développement d’un modèle de l’interface à haute température 

Impact de la température sur l’adhérence dans la littérature 

Dans les années 70s-80s, il y a eu quelques études sur ce sujet. Bien que les résultats obtenus soient différents l’un de l’autre, ils nous permettent de comprendre les différents aspects du problème de l’interface béton-acier à chaud.

Premières études 

En 1975, Kasami et al. ont testé 120 éprouvettes de pull-out avec quatre différents mélanges du béton (selon [16]). Ces mélanges se composaient du ciment portland et des granulats de rive. Les éprouvettes contenaient une barre d’armature lisse. Toutes les éprouvettes ont été testées à froid après une période de réchauffement (à 10°C/h) et une période de refroidissement (à 10°C/h). Le résultat le plus important est que l’adhérence entre le béton et l’armature lisse diminue rapidement avec l’augmentation de la température. Les investigations similaires à celles de Kasami et al. ont été réalisées par Milovanov et al. en 1954 . Ils ont testés des prismes (140mm x 140mm x 300mm) qui ont étés fabriqués avec du ciment Portland et des granulats de rive. Les armatures lisses et HA de diamètre 20 mm étaient mises dans les éprouvettes. La plupart des prismes ont été testés après refroidissement précédé par un réchauffement jusqu’à 100°C, 250°C, 350°C ou 450°C.  Cependant, pour l’armature HA une légère augmentation de la résistance d’adhérence est suivie par une baisse de celle-ci à partir de 300°C.

En particulier, en testant une éprouvette au moment du réchauffement à température maximale 250°C, les auteurs ont remarqué que l’adhérence de l’armature HA à haute température est plus grande que celle au moment du refroidissement.

Dans le but d’évaluer l’influence de la température en présence des armatures de renforcement passif, Reichel a réalisé des essais avec des éprouvettes prismatiques 150mm x 150mm x 450mm [16]. Le diamètre de l’armature principale était de 14 mm et la longueur d’ancrage était de 300 mm. Quand aux granulats, il y avait des granulats de rive et du granit écrasé. La résistance de l’adhérence était mesurée 24h après le refroidissement. Les résultats obtenus  étaient vraiment différents de ceux de Milovanov et al. Ceci est peut-être expliqué par la présence des renforcements passifs, par l’augmentation de l’enrobage par rapport au diamètre de la barre et par le changement du type de granulat. De plus, Reichel a montré que la variation de la résistance de l’adhérence en fonction de la température dépend de la résistance du béton.

Etude de Diederichs et al.

Evidemment, il y a une divergence de point de vue parmi les auteurs sur la méthode et les procédures d’essais de l’adhérence. De plus, les résultats obtenus sont insuffisants et très différents l’un à l’autre. Face à ces difficultés, Diederichs et al. ont construit une méthode plus simple, plus fiable pour tester l’interface [16]. Comme les essais de l’interface à froid, les éprouvettes cylindriques ont été utilisées . Trois types d’armature ont été testés : barre à haute adhérence à diamètre d = 16mm, barre lisse à diamètre d = 8mm,16mm, barre de précontrainte à diamètre d = 7,5mm. La géométrie de l’éprouvette a été déterminée en se référant aux recommandations de RILEM/CEB/FIP. Le diamètre de l’éprouvette D (D = 172mm > 10*d) favorise l’exploitation maximale de l’adhérence et permet une rupture ultime cylindrique au niveau de l’interface. Quand à la longueur d’ancrage, pour évaluer son influence sur le comportement de l’interface, trois valeurs ont été choisies : 40mm, 80mm et 110mm.

Pour diminuer l’influence du gradient thermique, le réchauffement des éprouvettes a été réalisé à 1°C/min. Le taux d’augmentation du chargement était à 1kN/s. Concernant les matériaux, les auteurs ont utilisé le béton ordinaire avec des granulats siliceux avec une résistance (dans l’essai au cube) de 48-61N/mm2 .

Etude de Morley et al.

Une autre étude qui est aussi très importante a été réalisée par P. D. Morley et R. Royles en 1983 [17]. L’interface béton-acier HA a été examinée dans la gamme de température 20°C750°C. Le béton ordinaire utilisé se compose des graviers naturels et du ciment Portland. En souhaitant vérifier le comportement de l’interface sous de différentes conditions, quatre procédures d’essai ont été réalisées :
– (1) Une contrainte initiale constante est appliquée pendant le réchauffement. Ensuite, l’éprouvette est chargée à chaud jusqu’à la rupture.
– (2) Une contrainte initiale constante est appliquée pendant le réchauffement. Ensuite, l’éprouvette est chargée jusqu’à la rupture après la phase de refroidissement.
– (3) Aucune contrainte initiale n’est appliquée pendant le réchauffement. L’éprouvette est chargée à chaud jusqu’à la rupture.
– (4) Aucune contrainte initiale n’est appliquée pendant le réchauffement. L’éprouvette est chargée jusqu’à la rupture après la phase de refroidissement.

Durant l’essai , la vitesse du réchauffement était de 2°C/min. Les éprouvettes étaient cylindriques à hauteur de 300 mm. Quatre valeurs de l’épaisseur de l’enrobage ont été testées : 25mm, 32mm, 46mm et 55mm. La barre avait le diamètre de 16 mm. Longueur d’ancrage a été conçue à 32mm. C’est-à-dire qu’elle est égale à deux fois du diamètre de la barre. Tandis que l’enrobage 55 mm a été utilisé pour tous les quatre procédures d’essai citées ci-dessus, les autres enrobages n’ont été utilisés que pour les essais selon la 2e procédure.

En parallèle, les cubes du béton ont été aussi fabriqués pour tester la résistance de compression du béton à chaud. Après que les éprouvettes de pull-out soient testées, elles subissent ensuite à un test de traction indirecte pour mesurer la résistance de traction du béton. Le 1e résultat observé est la forme des courbes contrainte d’adhérence – glissement . Pour les autres procédures, les courbes ont une forme similaire à la 2e procédure. En général, chaque courbe se compose de trois parties : la 1e partie présente une grande rigidité et se termine par une valeur critique de contrainte d’adhérence, la 2e présente une augmentation de contrainte plus graduelle et le taux d’augmentation est en voie de diminution, la 3e est la phase limite avant la rupture. Parce que les essais sont pilotés par une force appliquée, il est impossible d’observer la branche descendante et la branche correspondant à la résistance résiduelle.

L’évaluation de la différence entre les résultats des quatre procédures d’essai s’est faite en observant la relation contrainte maximale – température. Les observations montrent une petite différence sur la résistance de l’adhérence entre le cas où il y a une contrainte appliquée et celui où il n’y a pas de contrainte appliquée pendant le réchauffement . La présence d’une contrainte initiale permet en général d’augmenter un peu la résistance de l’adhérence. Cette conclusion est aussi valable pour la résistance du béton. Ce phénomène peut être expliqué par le fait que le chargement initial contribue à diminuer la formation des fissures dans le béton due à l’effet thermique. Quand il y a moins de fissures, la résistance de l’interface augmente.

On peut constater aussi que la différence entre la résistance de l’interface des éprouvettes chaudes et celle résiduelle des éprouvettes testées après traitement thermique est assez importante . Tandis que la résistance de l’adhérence des éprouvettes après traitement thermique est plus grande que celle des éprouvettes chaudes dans la gamme de température 20-250°C, la situation s’inverse pour les températures plus élevées. D’après l’explication de Morley et al. [17], pour l’essai à chaud, il y a à la fois la contrainte due au chargement et celle due à l’effet thermique entre le béton et l’acier. Cela entraîne une rupture de l’interface plus tôt que pour l’essai à froid. Toutefois, selon ces auteurs, quand la température dépasse 250°C, le mouvement matériel dû au refroidissement du béton entraîne un développement des fissures du béton au niveau de l’interface. Cet effet domine l’impact de la contrainte thermique. C’est la raison pour laquelle la résistance d’adhérence des éprouvettes après traitement thermique diminue plus vite quand la température de réchauffement est supérieure à 250°C.

Table des matières

Introduction
PARTIE I Modélisation de l’interface acier-béton
Chapitre 1 Etat de l’art sur l’interface acier-béton à température ambiante
1.1 Description phénoménologique et mécanismes intrinsèques
1.1.1 Généralités sur l’interface acier-béton
1.1.2 Mécanismes intrinsèques de l’interface
1.2 Modèles de comportement de l’interface et paramètres d’influence
1.2.1 Modèles de comportement
1.2.2 Paramètres influençant sur l’interface
1.3 Implémentation numérique du comportement de l’interface
1.3.1 Utilisation de l’élément « bond-zone »
1.3.2 Utilisation de l’élément bond-link
1.3.3 Construction de nouveaux éléments finis intégrant le comportement de l’interface
1.4 Impacts de l’activation de l’interface sur la structure
1.4.1 Formation des fissures dans l’enrobage
1.4.2 Perte d’adhérence au niveau de la zone d’ancrage
1.4.3 Changement du comportement global à l’échelle de poutre
1.5 Conclusion et orientation de développement
Chapitre 2 Développement d’un modèle de l’interface à haute température
2.1 Impact de la température sur l’adhérence dans la littérature
2.1.1 Premières études
2.1.2 Etude de Diederichs et al.
2.1.3 Etude de Morley et al.
2.1.4 Conclusions sur l’impact de la température sur l’interface
2.2 Proposition d’un modèle de l’interface à haute température
2.2.1 Développement du modèle à haute température
2.2.2 Conclusion sur le modèle développé
2.3 Intégration numérique du modèle de l’interface dans ANSYS
2.3.1 Elément de ressort COMBIN39 dans l’ANSYS
2.3.2 Modélisation de l’interface à chaud
2.4 Validation
PARTIE II Modélisation du béton
Chapitre 3 Modélisation du béton avec ANSYS
3.1 Modèles plastiques
3.1.1 Les modèles « Extended Drucker-Prager » (EDP)
3.1.2 Modèle plastique Cast Iron
3.1.3 Conclusion sur les modèles plastiques
3.2 Modèles de rupture fragile
3.2.1 Modèle « Cracking & Crushing » (Modèle « Concrete » de ANSYS)
3.2.2 Modèle « Cracking & Plasticity »
3.2.3 Conclusion sur les modèles de rupture fragile
3.3 Evaluation des modèles pour le calcul d’une structure
3.3.1 Caractéristiques de la structure à modéliser
3.3.2 Caractéristiques particulières
3.3.3 Comparaison des modèles plastiques
3.3.4 Comparaison des modèles de rupture fragile
3.3.5 Conclusion
PARTIE III Modélisation de la structure au feu
Chapitre 4 Modélisation thermique des structures
4.1 Description de la structure testée au CERIB
4.2 Généralités sur la modélisation
4.3 Méthodes avancées de la modélisation thermique dans ANSYS
4.3.1 Modélisation du feu
4.3.2 Modélisation du transfert thermique dans l’alvéole
4.4 Résultats et validation
4.4.1 Résultats
4.4.2 Validation
Chapitre 5 Modélisation thermomécanique de la structure exposée au feu
5.1 Description de l’essai à simuler
5.2 Analyse du comportement global de la poutre avec interface béton-acier parfaite
5.2.1 Généralités sur la méthode de modélisation utilisant ANSYS
5.2.2 Méthode de stabilisation non linéaire
5.2.3 Résultat thermique
5.2.4 Résultat mécanique du calcul utilisant le modèle CPVM
5.2.5 Résultats mécaniques du calcul utilisant le modèle CastIron
5.3 Analyse de l’influence du comportement de l’interface béton-acier
5.3.1 Identification des paramètres du comportement de l’interface
5.3.2 Modélisation et résultats
5.4 Conclusion
Conclusions

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