Géométrie et matériaux de construction du phare de l’Ile Vierge

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Premières investigations

En avril 2011, une première expertise des pathologies observées sur le phare de l’Ile Vierge [7] est lancée dans le but de d’obtenir un diagnostic des éléments structurels situés en tête du phare. Ce rapport décrit l’état de corrosion des structures métalliques, les montants de la lanterne, puis le plancher métallique de la machinerie de l’optique. En septembre 2011, le planche de la chambre de service en ciment armé est diagnostiqué. Puis, enfin, en mars 2013, la coupole est expertisée.

Les montants

Il décrit les montants n°1 et n°16 comme les plus affectés par la corrosion. Ces montants sont situés de part et d’autre de la porte de la guérite. Ils ont une couche de corrosion de 20 mm en parement intérieur du soubassement. La corrosion sur les faces latérales de ces deux montants est telle que l’épaisseur totale cumulée du montant et de la corrosion est de 8 cm, alors qu’initialement, sans corrosion, l’épaisseur du profilé était 3 cm. La corrosion a diminué l’épaisseur jusqu’à une valeur résiduelle de 5 mm par endroits. Il faut en effet rappeler que l’épaisseur des produits de corrosion n’est pas égale à la diminution de la section de métal, par effet de foisonnement.
En dehors des montants n° 1 et n° 16, le montant n° 8 est le plus dégradé. Il présente un même degré de corrosion que les montants n° 1 et n° 16 en parement intérieur (20 mm), mais beaucoup moins latéralement (4 mm et 6 mm de part et d’autre), ainsi qu’en face arrière (6 mm de corrosion).
Les autres montants sont moins affectés. Le montant n° 9 est le moins corrodé. La corrosion est présente en parement intérieur (7 mm à 8 mm) et sur les faces latérales (0,4 mm d’un côté et 1 mm de l’autre).
A proximité du montant n° 8 un relevé du taux de Chlorures a été effectué, le résultat est faible et inférieur au seuil d’initiation de la corrosion.

Le plancher métallique

Le plancher métallique situé dans la chambre de machinerie (niveau 70,0 m) a fait partie aussi de cette expertise. Il est supporté par un réseau de 4 poutres maitresses (AD, HE, CF et BG) et de 6 poutres secondaires (Figure 15). Ce sont des profilés reconstitués rivetés formant une section en forme de I. Les dimensions des poutres maîtresses sont h=350 mm, b= 210 mm et a = 10 mm (h hauteur totale, b largeur des semelles et a épaisseur de l’âme) et les secondaires sont de h=250 mm, b= 130 mm et a = 11 mm. Les deux poutres maitresses CF et BG sont déviées en B et C pour permettre le passage de l’escalier qui monte à la lanterne (Figure 15).
Le CEREMA évalue le niveau de corrosion des poutres par un indice variant de 1 à 4:
• 1 = absence de corrosion et présence de la protection anticorrosion
• 2 = corrosion superficielle
• 3 = corrosion feuilletant sans perforation mais avec perte d’épaisseur
• 4 = perforation de la structure métallique
Les abouts de poutre A, B, C, G, H et 1 sont classés dans l’indice 4. Les points A, H et 1 se trouvent dans la partie inférieure de l’accès de la guérite. Les autres abouts sont en indice 3. En dehors des abouts, les poutres sont dans un état jugé correct avec quelques traces de rouille.

Le plancher Hennebique

Le plancher de la chambre de service a été aussi diagnostiqué. Cette structure est en ciment armé suivant le système breveté par Hennebique. Il est supporté par deux poutres en parallèles séparées 1,70 m, d’une poutre de rive en arc de cercle ancrée à la maçonnerie, d’une dalle de 8 cm d’épaisseur. Il reçoit un plafond de 8 cm supportant l’opaline.
Le niveau d’humidité de la chambre de service est décrit comme très haut. Des mesures de potentiel sur le plancher ont démontré que les armatures sont dans une échelle de corrosion possible à très probable. Les aciers qui ont été auscultés par des fenêtres de reconnaissance présentent une corrosion en surface sans perte de section. Finalement, les taux de chlorures mesurés sur des prélèvements de ciment du plancher au droit des armatures sont importants et proches du seuil critique pour ce type de béton.
En septembre 2011, une étude de portance du plancher de la chambre de service [8] a été réalisée dans le but de déterminer par le calcul la capacité du plancher à reprendre les efforts dus aux sollicitations de service. Ce calcul par la méthode des éléments finis, dans lequel plusieurs types de liaisons dalle-mur ont été envisagés, a mis en évidence que les contraintes dans les armatures sont supérieures aux limites admissibles présentées dans la note de calcul de 1901. De plus, ces armatures ayant une forte probabilité d’être corrodées, les contraintes admissibles doivent être réduites. De ce fait, en l’absence d’une caractérisation réelle des matériaux, tout stockage sur le plancher a été proscrit de sorte que le plancher ne supporte que les charges permanentes.

La coupole

Une expertise de diagnostic de la coupole [6] fait en mars 2013 a conclu que l’état général de la charpente de la coupole est satisfaisant, sauf au niveau des liaisons entre les arbalétriers et la sablière et de certaines fixations. La charpente ne nécessite pas de travaux de réparation, mais la peinture anticorrosion est dégradée. Le rapport préconisait :
• La reprise de la peinture anti-corrosion de la charpente, des entraits et de la face interne de la couverture en cuivre (la face externe est patinée, le cuivre est à nu) ;
• Le remplacement à court terme de toutes les cornières et boulons de fixation des arbalétriers sur la sablière (20 rompus sur les 32) ;
• Le remplacement des vis de fixation de la couverture et un remasticage ;
• Un remplacement urgent des fixations de la boule et la flèche (en particulier des 2 câbles de maintien sur 3 rompus).

Réparations

Suite aux investigations décrites précédemment, des réparations de la structure sont envisagées dès juillet 2011 [4] Elles concernent : le remplacement pour parties des montants métalliques, la réfection des ancrages des poutres du plancher métallique, le repiquage et le rejointoiement du soubassement ainsi que le décapage des éléments corrodés dans la lanterne et l’application général d’un système anticorrosion sur les éléments métalliques.
Le 5 août 2014, le CEREMA et la Subdivision des Phares et Balises ont remplacé les vis, cornières et boulons de fixation de la lanterne selon le rapport de diagnostic de la coupole de 2013 (Figure 16 a) et b)).
Pendant les derniers mois de 2014, les montants de la lanterne sur la hauteur du soubassement ont fait l’objet des travaux de rénovation (Figure 17) qui ont consisté à :
• Mettre à jour les profilés après sciage de la maçonnerie,
• Appliquer un revêtement anticorrosion,
• Restituer un mortier pour reboucher la rainure et générer une surface de protection sur la face antérieurement exposée.

Hypothèses et calculs du CEREMA

Suite aux investigations, le CEREMA s’est interrogé sur la cause des fissures observées sur le mur de soubassement de la lanterne. Deux hypothèses ont été évoquées : l’action de la corrosion des montants, et l’action du vent.

L’action de la corrosion

Après avoir suivi tous ces études et interventions le CEREMA a postulé l’hypothèse la plus évidente pour donner une réponse à la question sur l’origine des fissures du soubassement : les produits de corrosion des montants ont fait éclater la maçonnerie provoquant les fissures traversantes visibles à l’extérieur. Cependant, le rapport et intervention d’avril 2011 spécifie qu’en dehors des montants n° 1, n° 8 et n° 16 l’épaisseur des produits de corrosion sur les faces latérales des plats métalliques était inférieure à 1 mm, voire nulle et la peinture anticorrosion orange d’origine étant encore présente. Cette hypothèse a donc été invalidée.

L’action du vent

Le CEREMA a ensuite supposé que les fissures observées sur le mur de soubassement étaient dues à l’action du vent et à des phénomènes dynamiques associés. Dans le but de vérifier cette hypothèse, une étude statique et dynamique de la tour a été confiée à l’Ecole Polytechnique de Lausanne dans le cadre d’un stage de master réalisé en juin 2014 [9].
Dans un premier temps, des mesures dynamiques ont été réalisées sur le phare de l’Ile Vierge le 6 mars 2014. Les fréquences propres en mode 1 et 2 ont été obtenues après traitement des données mesurées. La première fréquence propre est de 1,47 Hz et en deuxième mode est de 5,29 Hz.
Le phare a été modélisé et calculé sous l’action du vent uniquement, avec dépression ou surpression interne. L’action du vent a été appliquée selon l’EUROCODE 1-4. La masse volumique de la maçonnerie a été choisie entre 2,5 t/m3 et 2,7 t/m3. Le poids de la lanterne a été négligé mais une masse de 10 tonnes correspondant à l’appareil d’optique a été prise en compte au sommet de la tour. La maçonnerie a été modélisée comme un matériau élastique homogène. Ne connaissant pas les caractéristiques de la maçonnerie, plusieurs calculs ont été menés avec des modules d’Young différents compris dans une fourchette allant de 14 GPa à 17 GPa jusqu’à ce que le calcul retrouve les modes propres mesurés sur le phare. Par cette analyse inverse, il a été démontré que le module homogénéisé de la maçonnerie vaut 17 GPa. Le calcul a donné comme résultat un déplacement horizontal au sommet de la coupole de 33 cm, et de 2,5 cm en haut du mur de soubassement. Cependant, le calcul a montré également qu’il n’y a pas de risque de mise en oscillation de la tour en maçonnerie, ce qui confirme les mesures réalisées sur le phare en 1902 [10]
Dans le modèle, les montants sont encastrés en pied au niveau inférieur du mur (70,00 m) et en appui au sommet du mur (73,40 m) mais ne sont pas liés à la maçonnerie sur la hauteur du soubassement. Dans cette configuration, la pression du vent engendre la flexion des montants sur la hauteur de la maçonnerie. Selon l’auteur du rapport, il s’en suit des pressions localisées sur la corniche en tête du soubassement, avec développement de phénomènes de fatigue qui expliqueraient les fissures. Les oscillations engendreraient une propagation des fissures depuis la corniche jusqu’à la base du mur.

Actions environnementales sur les phares

Les actions sur les phares ont peu été étudiées. En 2016, des articles sur les instrumentations mises en place récemment sur les phares britanniques ont été publiés [22]. Elles visent le comportement des tours face aux actions dynamiques imposées par les vagues pendant les tempêtes. Trinh et al. [23]ont instrumenté le phare d’Eddystone au Sud-Ouest de Plymouth en Angleterre. Le phare est une tour de 41,5 m de hauteur en maçonnerie de granite, de forme conique avec un diamètre maximal à la base de 13,4 m et un diamètre minimal de 7,2 m dans la partie supérieure. Cette différence diamétrale génère une épaisseur de mur variable entre 2,60 m et 0,70 m. Des caméras ont été placées afin de surveiller la houle qui frappe la structure et des géophones pour mesurer la réponse de la structure. A partir des données enregistrées, les chercheurs ont extrait les accélérations et les déplacements produits par les perturbations. Par ailleurs, un calcul dynamique élastique homogénéisé a été développé en utilisant la méthode des éléments finis (code LUSAS, éléments hexaédriques). Les auteurs ont modélisé la structure en prenant en compte les ouvertures et les fenêtres. Le module d’Young et le coefficient de Poisson ont été supposés constants sur toute la structure. Le calcul de la fréquence propre de la structure a donné 4,36 Hz. De plus, un modèle plastique a été utilisé pour étudier la stabilité de la tour sous l’effet de la houle. Les trois phénomènes analysés sont l’écrouissage des matériaux, le renversement et le glissement. L’écrouissage des matériaux a été évalué par le critère de Mohr-Coulomb, en prenant φ=35°, σc=147,8 MPa et τc=31 MPa (données extraites de la littérature). Les contraintes générées par l’impact de la houle la plus forte étudiée restent dans la zone élastique. Le coefficient de sécurité vis-à-vis du risque de renversement en cas de houle est de 8,14, et vis-à-vis du risque de glissement 6.33 (coefficient de frottement de 0,7). De plus, les auteurs ont calculé qu’une houle de 17 m d’hauteur sera capable de générer des fissures dans la zone inférieure du phare, et une houle de 17,5 m sera capable de déstabiliser le phare avec une force de 21,2 kN. D’autres études ont été faites sur le phare de La Jument [24], [25], notamment des études dynamiques. Le phare a été instrumenté avec une instrumentation dynamique (accéléromètres) accompagnée d’un système d’image stéréo (SIS Stereo Imagery System) et des radars marins. L’instrumentation in situ a permis d’enregistrer le comportement de la structure pendant des fortes tempêtes et de caractériser les houles qui ont frappé la structure. D’après les données enregistrées, la première fréquence de vibration de la structure a été définie, ainsi que les accélérations, vitesses et déplacements. Par ailleurs, les auteurs ont réussi à déterminer la direction de la houle critique frappant par comparaison des photos prisses en lieux différents de la même houle. La zone d’impact sur le phare par la crête de la houle a été aussi identifiée par le système de surveillance. Le comportement du phare et des houles a été caractérisé.
Ces démarches de calcul sont intéressantes et fournissent des données à retenir. Cependant, le phare de l’Ile Vierge n’est pas impacté par la houle et ne présente pas des problèmes dynamiques. Il n’est soumis qu’à l’action du vent et de la température.
Au vu de l’absence de publications sur les phares soumis à ces deux actions, la recherche bibliographique a été étendue aux structures similaires en géométrie telles que les cheminées et les tours de grande hauteur.

L’action du vent

Lors du diagnostic des pathologies courantes des cheminées, l’action du vent est un paramètre essentiel. Les cheminées sont des structures élancées de plusieurs dizaines de mètres de hauteur (entre 20m et 50m) en tronc de cône et de section circulaire ou polygonale. Lopez-Patiño et al. [26] ont fait l’inspection de 538 cheminés en Espagne pour déterminer les pathologies les plus souvent présentes dans ces structures. Pendant l’inspection, une forte influence du vent sur les déformations des tours a été observée. Selon la recherche de Lopez-Patiño, les vents forts dominants ont généré des déformations permanentes au sommet des tours.
A partir d’un calcul aux éléments finis, Ivorra et al. [27] ont étudié une cheminée en brique inclinée à cause de la pression du vent. La structure présente une fissure verticale entre les niveaux 13,7 m et 21,1 m accompagnée d’une inclinaison en direction Nord-Est. D’après les archives du climat espagnol, les vents dominants viennent de l’Ouest (12 % en occurrence) et les vents avec la vitesse moyenne maximale viennent de l’Est. Un calcul a été réalisé sur SAP2000 avec la base de la tour encastrée. Les éléments sont de type coque à 4 nœuds. La force du vent a été appliquée directement par le logiciel sous la forme d’une charge statique au point le plus haut de la structure. L’étude a conclu que la fissuration de la structure commencera avec un déplacement du sommet de 1,3 cm, et qu’avec 2,6 m se produira l’effondrement total de la tour.
Pallarés et al. [28] ont fait une synthèse de l’état de l’art de ce type de structures en matière de méthodes de calcul et de pathologies. Les auteurs ont fait le bilan des informations historiques, des pathologies et des modélisations numériques disponibles sur les cheminés en briques. Certaines cheminées présentent des inclinaisons visibles à l’œil. Cette pathologie est due au fait qu’au moment de la mise en œuvre des briques, le mortier des parties exposées au vent a séché plus rapidement que les zones à l’abri. Ceci, ajouté aux contraintes générées par la flexion de la tour sous l’action du vent, a conduit à une déformation plus importante du côté opposée de la tour lors de la construction.
L’action du vent est déterminante dans le dimensionnement des tours de grande hauteur. Les ingénieurs l’ont prise en compte lors de la construction des phares et des cheminées. Sur le plan historique, Domede et al. [10] ont synthétisé les différentes approches du calcul sous l’action du vent des phares et cheminées au 19ème siècle. L’article présente la méthode des frères Fresnel et la méthode de Rankine, ainsi que leur application au phare de l’Ile Vierge. Pour une vitesse moyenne du vent de 40,7 m/s, la résultante de l’action du vent est de 1408 kN avec la méthode de Fresnel et 1029kN avec celle de Rankine. D’après les archives de l’époque de la construction, l’ingénieur De Joly a conçu la tour avec un coefficient de stabilité de 10,8. Il a suivi la méthode de Fresnel pour le calcul de l’action du vent et le calcul des contraintes dans la maçonnerie vis-à-vis de cette action.
L’EUROCODE NF EN 1991 consacre tout le chapitre 1-4 [29] au calcul de l’action du vent. La norme présente la détermination de la vitesse moyenne du vent, de la pression dynamique de pointe et de la pression extérieure (variable sur la périphérie du cylindre) et intérieure du vent. Les normes NV-65, qui actuellement ne sont plus en vigueur, présentent une procédure de calcul similaire à celle de l’EC 1-4.
Il est important de signaler que, dans le cas du phare de l’Ile Vierge, il manque un calcul qui démontre que les contraintes dues au vent, dans le mur de soubassement, ne dépassent pas la résistance de la maçonnerie.

L’action thermique

Une autre pathologie qui intéresse les cheminées est la fissuration due aux variations thermiques. Lopez et al. [26] a remarqué plusieurs problèmes dans la partie basse des cheminées, là où se trouve la concentration de la chaleur. Les fissures peuvent venir du gradient thermique dans le mur, ou bien de la chute rapide de la température lors de l’arrêt de la production de chaleur à l’intérieur de la structure. Cependant, Lopez et al. affirment que, en général, les variations de la température ambiante n’endommagent pas les cheminées.
L’EUROCODE 1991-1-5 [30] est dédié au calcul des actions dues aux variations de la température ambiante, ce qui n’était pas préconisé au 19ème siècle. A ce jour, les contraintes d’origine thermique n’ont jamais été étudiées ni quantifiées dans les phares.

Matériaux de construction

Le fer puddle

La lanterne du phare de l’Ile Vierge est composée d’une coupole en partie haute, d’une charpente qui maintient le vitrage, des montants qui ancrent les éléments verticaux de la charpente métallique dans le mur de soubassement en maçonnerie, entre les niveaux 70,0 m et 73,4 m. Très probablement, les éléments verticaux de la charpente métallique et les montants sont en fer puddlé de fabrication de la fin 19è siècle.
Le fer puddlé est le résultat de la modification de la fonte (combinaison de fer et de carbone maximum 6%) par la technique de puddlage. Cette technique consiste à diminuer la quantité de carbone (au final près de 0.08%) de la fonte. D’autres additions sont présentes comme le phosphore (près de 0.25%), la silice (près de 0.015%), le manganèse (près de 0.025%) et le sulfure (près de 0.015%) [31]. Le fait d’avoir moins de carbone rend le fer puddlé plus dur, plus malléable et plus ductile que la fonte. Cependant, les additions non métalliques font du fer puddlé un matériau hétérogène et isotrope car les impuretés (aditions de phosphore et oxyde de fer) se sont réparties dans la masse sans ordre spécifique et leur orientation dépend du sens de laminage [32].
Lesiuk et al. [31] ont mené une recherche pour déterminer la fissuration par fluage et les caractéristiques mécaniques de fers puddlés fabriqués d’une part vers 1863 et d’autre part entre 1850 et 1900, exactement l’époque de construction du phare de l’Ile Vierge. En conclusion, l’étude a identifié le processus de dégradation à l’échelle microscopique et le rôle de l’effet de fermeture des fissures du fer puddlé dans la fracture par fatigue du matériau. Le Tableau 1 montre les résultats des essais de caractérisation des fers puddlés de l’époque de la construction du phare de l’Ile Vierge.

Table des matières

1. LE PHARE DE L’ILE VIERGE
1.1. Histoire du Phare de l’Ile Vierge
1.2. Géométrie et matériaux de construction du phare de l’Ile Vierge
1.2.1. Géométrie du phare de l’Ile Vierge
1.2.2. Les matériaux de construction du phare
1.3. Le schéma de fissuration dans le soubassement de la lanterne
1.4. Actions du CEREMA
1.4.1. Premières investigations
1.4.2. Réparations
1.4.3. Hypothèses et calculs du CEREMA
1.5. Conclusion
2. PROBLEMATIQUE DE LA THESE
2.1. Objectif
2.2. Hypothèses
2.3. Plan de surveillance
2.4. Méthode
3. BIBLIOGRAPHIE
3.1. Actions environnementales sur les phares
3.1.1. L’action du vent
3.1.2. L’action thermique
3.2. Matériaux de construction
3.2.1. Le fer puddle
3.2.2. Les pierres
3.2.3. La maçonnerie
3.3. Homogénéisation
3.4. La fatigue mécanique des matériaux
3.5. L’effet d’une entaille
3.6. Traitement des données
3.6.1. L’analyse en composantes principales ACP
3.6.2. Réseaux de neurones
3.7. Conclusions
4. LES MATERIAUX DE LA TOUR
4.1. Kersanton
4.1.1. Caractérisation chimique
4.1.2. Résistance en compression
4.1.3. Module de Young et coefficient de Poisson
4.1.4. Comportement en compression du kersanton
4.1.5. Résistance en flexion
4.1.6. Résistance en traction directe
4.1.7. Vitesse de propagation des ondes ultrasonores
4.1.8. Propriétés thermiques du kersanton
4.1.9. Paramètres sur FLUENDO 3D
4.2. Granite
4.2.1. Caractérisation chimique (Chimique + minéralogique)
4.2.2. Résistance en compression
4.2.3. Module de Young et coefficient de Poisson
4.2.4. Comportement mécanique du granite en compression
4.2.5. Résistance en flexion – module de rupture
4.2.6. Vitesse de propagation des ondes ultrasonores
4.3. Homogénéisation linéaire
4.3.1. Eurocode
4.3.2. Antonella Cecchi et Karam Sab
4.3.3. Comparaison avec EPFL
4.4. Conclusions
5. L’ACTION DU VENT
5.1. Calcul normatif du vent (EUROCODE 1991 1-4, NV 65)
5.1.1. EUROCODE 1991 1-4
5.1.2. NV-65
5.1.3. Comparaisons avec l’ASCE 7-10
5.2. Calcul manuel en 1D
5.3. Calcul élastique en 3D
5.3.1. Maillage
5.3.2. Matériaux
5.3.3. Conditions aux limites et chargements
5.3.4. Fréquence propre de la structure
5.3.5. Résultats
5.4. Instrumentation in situ
5.4.1. Description de l’instrumentation sur le phare de l’Ile Vierge
5.4.2. Relevés météorologiques à Plouguerneau
5.4.3. L’instrumentation du vent sur un phare
5.5. Conclusions
6. L’EFFET DE LA TEMPERATURE
6.1. Action thermique selon l’EUROCODE 1-5
6.1.1. Calcul élastique 3D
6.1.2. Résultats en suivant la méthode pour le calcul thermique des bâtiments
6.2. Instrumentation in situ de la température
6.2.1. Rappel de l’instrumentation
6.2.2. Données thermiques issues de l’instrumentation
6.3. Fatigue thermique du kersanton
6.4. Conclusions
7. LES FISSURES
7.1. Les capteurs LVDT
7.2. Comportement des fissures
7.2.1. Analyse sur les deux ans
7.2.2. Analyse saisonnière
7.2.3. Analyse journalière
7.3. Conclusions
8. ANALYSE MULTIVARIABLE
8.1. Analyse en composantes principales ACP
8.1.1. La température
8.1.2. Le vent
8.2. Méthode d’analyse ACP + Régression multivariable
8.2.1. Analyse de toute la période d’enregistrement
8.2.2. Analyse saisonnière
8.2.3. Analyse mensuelle
8.2.4. Analyse journalière
8.3. Réseaux de neurones
8.4. Conclusions
9. CONCLUSIONS ET PERSPECTIVES
BIBLIOGRAPHIE

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