Soutenance mémoire
Scellements chimiques
L’assemblage par la technique des scellements chimiques est réalisé par le collage d’une armature en acier dans un élément en béton durci d’un côté, et par le coulage du béton frais sur le ferraillage de l’autre côté. L’utilisation de cette technique dans la construction des ouvrages en béton armé a débuté dans les années 60 (Shaw, 1985). Depuis cette date, l’emploi de cette technique dans la construction en béton est en plein essor grâce à ses performances mécaniques, sa facilité de mise en œuvre et aux solutions techniques qu’elle apporte pour répondre aux exigences architecturales. Méthode de mise en œuvre des scellements chimiques : La mise en place des scellements chimiques dans les structures en béton est très simple et ne demande pas de matériel sophistiqué. Elle s’effectue en seulement 4 étapes (Fig. 1.1) :
Perçage d’un trou dans la structure existante en béton à la profondeur désirée avec un diamètre supérieur de 2 à 5 mm à celui de l’armature, défini selon les recommandations du fabriquant de la résine. L’espacement entre l’armature et la surface du béton sera par la suite comblé par la résine.
Nettoyage du trou avec une série de brossage et soufflage par de l’air comprimé. Cette étape est importante dans la définition des performances mécaniques des scellements chimiques (Meszaros & Eligehausen, 1998).
Injection de la résine en quantité suffisante à partir du fond du trou à l’aide d’un pistolet d’injection équipé d’une buse permettant à la fois de mélanger le durcisseur et la résine mère, et d’atteindre le fond du trou.
Insertion de l’armature lentement dans le trou avec un mouvement de pivotement afin d’éviter la génération des bulles d’air dans le joint de colle.
D’une manière générale, les résines de scellement commercialisées nécessitent moins de 24h pour polymériser et atteindre les performances mécaniques requises pour la connexion, ce qui permet d’accélérer la mise en place du ferraillage et le coulage du nouvel élément en béton.
Champs d’application des scellements chimiques : La technique des scellements chimiques présente aujourd’hui un champ d’application très étendu. En effet, cette technique a été initialement employée dans la rénovation, l’extension et le renforcement des structures en béton armé grâce à la possibilité qu’elle offre pour raccorder de nouveaux éléments aux structures existantes (Sato, et al., 2004). Récemment, cette technique d’assemblage est également utilisée dans les nouvelles constructions d’ouvrages d’art tels que les ponts et les tunnels, ou encore pour raccorder les planchers des parkings souterrains. Selon le Document d’Evaluation Européenne (DEE) 330087-00-0601 de l’European Organisation for Technical Approvals(EOTA EAD 330087-00-0601, 2015), la technique des scellements chimiques peut être utilisée dans des configurations horizontales ou verticales pour connecter des dalles, des poutres, des murs et des éléments sollicités en compression (Tableau 1.1). Parmi ces diverses applications des scellements chimiques, on distingue deux types de connexions les plus fréquemment utilisées (Pinoteau, 2013):
Slab/Slab connections : Configuration horizontale permettant le raccord de deux dalles ou éléments en béton pour constituer un plancher.
Slab/wall connections : Configuration verticale permettant de raccorder un élément vertical à un élément horizontal.
En plus des multiples solutions qu’offrent les scellements chimiques pour raccorder et étendre des éléments en béton, cette technique permet d’accélérer l’achèvement de la construction grâce à la prise rapide des résines structurales utilisées dans la réalisation de la connexion par rapport à celle des mortiers et des pâtes de ciment. En outre, les scellements chimiques se distinguent par leur comportement mécanique équivalent ou parfois supérieur, à température ambiante, à celui des systèmes d’ancrages mécaniques classiques (Bouazaoui & Li, 2008), en plus de leur capacité élevée à absorber les vibrations et donc à leur bon comportement sismique.
Réglementation des scellements chimiques : L’évaluation des systèmes de connexion par scellements chimiques est régie en Europe par la partie 5 de l’European Approval Technical Guide (ETAG 001-Part 5, 2002). Ce document regroupe les méthodes et les conditions à appliquer pour évaluer expérimentalement les performances des connexions par scellements chimiques. En plus de l’ETAG, l’EOTA propose dans son EDD 330087-00-0601 (EOTA EAD 330087-00-0601, 2015) des méthodes expérimentales permettant d’évaluer l’influence de l’humidité, du chargement constant pendant une longue durée à 50°C et 80°C, du gel et des types du béton sur les performances mécaniques des scellements chimiques. Cependant, ce document ne suggère aucune méthode pour évaluer la résistance au feu et le comportement en fatigue des scellements chimiques. A noter qu’actuellement, il n’existe toujours pas de codes de construction, que ce soit aux Etats-Unis ou en Europe, propres au dimensionnement des scellements chimiques. Cependant, l’absence d’une codification spécifique est comblée par des guides de construction permettant d’évaluer et de dimensionner les scellements chimiques à température ambiante. Ces guides proposent un ensemble de règles à prendre en considération lors de l’installation des scellements chimiques afin de garantir une efficacité optimale de transfert d’efforts entre les éléments raccordés et de sécuriser l’assemblage au cours de sa durée de vie. Le EDD 330087-00-0601 (EOTA EAD 330087-00-0601, 2015) et son homologue américain ACI 318 (ACI 318-11, 2011) évaluent les performances mécaniques des scellements chimiques par rapport à leurs résistances en adhérence, égales à la valeur maximale de la contrainte de cisaillement moyenne atteinte dans le joint de colle lors des essais d’arrachement. Le dimensionnement des scellements chimiques dans les structures en béton se fait alors en se basant sur des correspondances entre les valeurs seuils des résistances en adhérence des scellements chimiques déterminées expérimentalement, et les valeurs des résistances en adhérences relatives aux ancrages mécaniques classiques fournies par l’Eurocode 2, partie 1-2 (CEN EN 1992-1-2, 2002). Ces correspondances sont présentées dans le Tableau 1.2 et reposent uniquement sur la connaissance de la classe de résistance du béton. L’accident survenu dans le tunnel Big Dig à Boston en 2006 suite à l’arrachement des panneaux en béton scellés chimiquement dans des blocs de béton et constituant le plafond du tunnel a poussé les organismes normatifs à élaborer de nouvelles règles de dimensionnement permettant de tenir compte des facteurs de risque pouvant se présenter lors de l’emploi des scellements chimiques dans des structures en béton. Des nouvelles règles ont donc été implémentées dans l’ACI 318-11 (ACI 318-11, 2011) permettant de prendre en considération l’évolution du comportement des scellements chimiques sous un chargement permanent. Du côté européen, des groupes d’experts de l’EOTA se sont réunis entre 2012 et 2014 et sont parvenus à établir une méthode permettant d’évaluer le comportement au feu des scellements chimiques (Pinoteau, et al., 2017), conformément aux guides existants tels que le TR23 (EOTA TR23, 2009) et la section 8 de l’Eurocode 2 partie 1-1 (CEN EN 1992-1-1, 2004). Les méthodes d’évaluation des scellements chimiques à température ambiante et à haute température ont été par la suite harmonisées et regroupées dans un unique document publié dans l’European Assessment Document (EAD) sous la référence N°330087-00-0601 (EOTA EAD 330087-00-0601, 2015) (Annexe 1). Les bases scientifiques de ces méthodes sont employées et analysées dans le chapitre 3 et 4 de ce manuscrit.
Comportement mécanique à température ambiante
Le comportement mécanique de l’acier doux (utilisé dans la construction) se caractérise par la présence de 3 zones mécaniques différentes (Fig. 2.10). La première zone est une zone élastique pour laquelle l’acier présente un comportement linéaire et réversible. La deuxième zone est la zone de plastification de l’acier. Cette zone est atteinte une fois que la contrainte appliquée sur l’acier dépasse sa limite élastique. A ce stade, l’acier se déforme sans enregistrer une variation de la contrainte appliquée sur la section. Enfin, la dernière zone est la zone d’écrouissage de l’acier. Sur cette portion, l’acier se déforme considérablement et la contrainte appliquée augmente de nouveau jusqu’à atteindre une valeur seuil, à partir de laquelle elle commence à décroitre. A ce stade on observe de la striction de l’acier, qui est locale.
Evolution des propriétés de la résine sous l’effet de la température
Le comportement à haute température de la résine époxyde utilisée dans la réalisation des goujons collés dans le bois est étudié dans ce chapitre à travers 3 essais de caractérisation. Le premier essai est la Calorimétrie Différentielle à Balayage (DSC). Cet essai consiste à mesurer le flux de chaleur dégagé ou absorbé par un échantillon de résine par rapport à un échantillon de référence (un creuset vide) lors d’un chauffage entre -50°C et 200°C avec une vitesse de 10°C/min dans une atmosphère inerte. L’objectif de cet essai est d’une part de déterminer la température de transition vitreuse de la résine époxy et d’autre part, de mesurer le degré de réticulation du polymère. Un premier essai DSC a été effectué sur un échantillon de résine à l’état liquide, immédiatement après avoir mélangé la résine et le durcisseur. Ce premier essai, réalisé sur un échantillon non polymérisée, a pour but de mesurer l’enthalpie totale de la réaction de polymérisation, qui sera utilisée dans la suite pour calculer le degré de réticulation du polymère. Un deuxième essai DSC a été réalisé sur le même échantillon considéré cette fois-ci comme totalement polymérisée étant donné qu’il a déjà été chauffé à 200°C lors du premier passage de température. Cet essai a pour objectif de mesurer la température de transition vitreuse infinie de la résine (??∞) correspondant à la Tg de la résine totalement polymérisée. La ??∞ de la résine a été trouvée égale à 52.5°C. A noter que des Analyses Thermogravimétriques couplé à une spectrométrie de masse (ATG-MS), présentées en annexe 2, ont permis de vérifier l’absence de dégradation ou de modification de la composition chimique de la résine lors de son chauffage à 200°C. Deux essais DSC ont ensuite été effectués sur deux échantillons de résine polymérisés à la température ambiante pendant 3 jours. La valeur moyenne de la Tg à 20°C mesurée à travers ces essais est trouvée égale à ??20°? = 38.9°C. Le calcul du degré d’avancement de la réaction montre que la polymérisation à température ambiante permet au réseau moléculaire d’atteindre 97.5% de son degré de réticulation maximal. Ce résultat prouve bien que la polymérisation de la résine époxy à la température ambiante ne lui permet donc pas d’atteindre ses propriétés physicomécaniques maximales. D’autres essais DSC ont été réalisés sur des échantillons de résine polymérisés à température ambiante pendant deux jours, puis chauffés à 50°C, 82°C ou bien à 108°C pendant 3h dans la machine d’essai juste avant de réaliser les tests. L’objectif est d’observer l’influence de l’histoire thermique de l’échantillon de résine sur sa température de transition vitreuse et sur son degré de réticulation. Les résultats obtenus (Fig. 4.4) mettent en évidence une augmentation de la Tg avec la température de conditionnement jusqu’à atteindre une valeur maximale correspondant à la ??∞. Cette augmentation de la température de transition vitreuse est aussi accompagnée par une augmentation du degré de réticulation du polymère suite à son chauffage. Les résultats montrent une réticulation maximale du réseau polymère à partir d’un conditionnement à 82°C. Ces données prouvent donc la présence d’un phénomène de postcure se produisant dans la résine lors d’un chauffage à postériori et met en évidence l’importance de l’histoire thermique dans la détermination de ses propriétés physicomécaniques. Le deuxième essai de caractérisation à haute température effectué dans le cadre de cette étude est l’Analyse Mécanique Dynamique (DMA) en traction. Le principe de cet essai consiste à appliquer un déplacement oscillant sur un échantillon de résine avec une fréquence donnée, tout en augmentant sa température. Ces essais permettent principalement d’évaluer les propriétés viscoélastiques de la résine en fonction de la température. Dans notre cas d’étude, des échantillons de dimensions 25.6 x 0.6 x 3.76 mm3 ont été sollicités par un déplacement dynamique d’amplitude 5µm à une fréquence de 1 Hz, en les chauffant de 20°C à 140°C avec une vitesse de chauffage de 1.3°C/min. Deux passages de température sont effectués sur chacun des échantillons afin d’évaluer l’influence de l’histoire thermique sur les propriétés du matériau. Les résultats (Fig. 4.6) montrent que lors du premier passage de température, la résine époxy étudiée présente un module de cisaillement de l’ordre de 2.67 GPa à température ambiante. La valeur du module de cisaillement a été calculée à partir de la valeur du module d’Young et du coefficient de Poisson de la résine déterminés expérimentalement. En chauffant l’échantillon, la valeur du module de cisaillement diminue progressivement jusqu’à ce que la température atteigne une valeur égale à 38°C (proche de la Tg). A partir de cette valeur de température, une chute significative du module de cisaillement est observée. La diminution du module de cisaillement de la résine se poursuit sous l’effet de la chaleur jusqu’à une température voisine de 70°C, à partir de laquelle le module de cisaillement stagne et forme un plateau relatif au module de cisaillement de la résine à l’état caoutchouteux. Le deuxième passage de température sur l’échantillon de résine totalement polymérisée révèle une amélioration du comportement mécanique. En effet, la diminution du module de cisaillement sous l’effet de la température semble atténuée. La valeur du module continue à diminuer progressivement en augmentant la température de l’échantillon jusqu’à 51°C (proche de la ??∞), pour laquelle le module chute brutalement. L’essai montre ensuite une convergence du module de cisaillement vers la valeur du module de la résine à l’état caoutchouteux à partir de 80°C, soit à 10°C de plus que sur le premier passage. Il a été possible par le biais des essais DMA de tracer le décalage entre le module élastique et le module de dissipation de la résine sur les deux passages de températures effectués sur chaque échantillon. Les résultats obtenus (Fig. 4.7) montrent une diminution de l’amplitude du pic de la courbe de tan(δ) lors du deuxième passage de température. La diminution de l’amplitude du pic de tan(δ) indique une densification du réseau polymère et par conséquent, confirme la présence d’un phénomène de postcure. Pour conclure, l’étude de l’évolution du module de cisaillement de la résine en fonction de la température à travers les essais DMA montre que le phénomène de transition vitreuse affaiblit considérablement les performances mécaniques de la résine. Toutefois, la caractérisation du comportement viscoélastique de la résine montre une amélioration du comportement mécanique entre les deux passages de température, ce qui confirme l’importance de l’histoire thermique dans la détermination des propriétés physicomécaniques des résines polymères. Enfin, le troisième essai de caractérisation des propriétés de la résine à haute température a consisté en des essais de traction quasi-statiques. Ces essais ont été effectués à différentes températures sur des éprouvettes fabriquées à partir de la résine époxy étudiée. Les courbes de variation de la contrainte de traction en fonction de la déformation des éprouvettes (Fig. 4.8) montrent qu’à des températures inférieures à la Tg, la résine présente un comportement mécanique élastique fragile. Ces courbes montrent aussi que le chauffage de la résine à des températures inférieures à Tg conduit à une légère diminution de son module élastique et de sa résistance en traction. Cependant, lorsque ces éprouvettes sont chauffées à des températures très proches de la Tg, une évolution du comportement mécanique d’élastique fragile vers un comportement à seuil avec un écoulement plastique est observée. Les courbes obtenues à ces températures montrent une grande dispersion des résultats, et témoignent donc d’une modification des propriétés mécaniques de la résine lors de la transition vitreuse. En outre, les courbes issues des essais de traction effectués à des températures supérieures à la Tg mettent en évidence un changement vers un comportement beaucoup plus ductile avec la disparition du seuil d’écoulement. L’augmentation de la température de la résine au-delà de Tg conduit également à une diminution de sa résistance en traction et de son module élastique. En conclusion, les essais DSC et DMA ont démontré que la polymérisation de la résine à température ambiante ne lui permet pas d’atteindre son degré de réticulation maximal, et par conséquent, ne lui permet pas d’atteindre ses propriétés physiques et mécaniques optimales. En revanche, il est possible d’atteindre ces propriétés optimales par un chauffage de la résine polymérisée grâce au déclenchement du phénomène de postcure. Néanmoins, les essais DMA et les essais de traction quasi-statiques réalisés à différentes températures mettent en évidence une dégradation importante des propriétés mécaniques dès que la température dépasse la température de transition vitreuse. Ces résultats confirment donc l’importance du phénomène de transition vitreuse dans la détermination des propriétés physicomécaniques de la résine et montrent qu’il est important de tenir compte de ce facteur lors de l’étude du comportement à haute température des goujons collés dans le bois.
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Table des matières
Introduction générale
Partie 1 Etude bibliographique
Chapitre 1 Systèmes d’ancrages chimiques : Scellements chimiques et goujons collés
1.1. Description des ancrages chimiques
1.1.1. Scellements chimiques
1.1.2. Goujons collés
Chapitre 2 Comportement à haute température des matériaux de l’étude
2.1. Béton
2.1.1. Informations générales sur le béton
2.1.2. Transformations physicochimiques sous l’effet de la température
2.1.3. Dilatation thermique du béton
2.1.4. Effet de la température sur les propriétés mécaniques du béton
2.1.5. Ecaillage du béton
2.2. Bois
2.2.1. Anatomie du bois
2.2.2. Orientations du bois
2.2.3. Dégradation thermo-physique du bois : La combustion
2.3. Acier
2.3.1. Types d’acier
2.3.2. Comportement mécanique à température ambiante
2.3.3. Comportement mécanique à haute température
2.4. Résine
2.4.1. Généralités sur les résines structurales
2.4.2. Les résines époxydes
2.4.3. Postcure de la résine
2.4.4. Transition vitreuse
2.4.5. Effet de la température sur le comportement mécanique des résines époxydes
2.4.6. Fluage de la résine
Partie 2 Investigation expérimentale de la tenue au feu des scellements chimiques dans le béton et des goujons collés dans le bois
Introduction de la deuxième partie
Chapitre 3 Influence de la température sur le comportement mécanique des scellements chimiques dans le béton et identification des facteurs responsables de la dégradation de leur résistance au feu
3.1. Introduction
3.2. Materials and experimental procedure
3.2.1. Specimen
3.2.2. Temperature effects on physical and chemical properties of the resin
3.2.2.1. Thermo-Gravimetric analysis (TGA)
3.2.2.2. Differential Scanning Calorimetric test (DSC)
3.2.3. pull-out test procedures
3.2.4. Heating device
3.2.5. Acquisition and control
3.2.6. Shear stress
3.3. Results and discussion
3.3.1. Temperature effects on bond resistance
3.3.1.1. Pull-out tests at stabilized temperature
3.3.1.2. Pull-out tests at constant load
3.3.1.3. Results comparison between the two test procedures
3.3.2. Temperature effects on the anchor stiffness
3.3.3. Temperature influence on failure modes
3.3.4. Incompatibility of anchor displacements in the current design method
3.4. Conclusion
Chapitre 4 Influence de la température et de l’orientation du fil sur le comportement mécanique des goujons collés dans le bois
4.1. Introduction
4.2. Materials and methods
4.2.1. Materials
4.2.1.1. Timber and steel rods
4.2.1.2. Epoxy adhesive
a) DSC characterizations
b) DMA characterization
c) Quasi-static tensile tests at elevated temperature
4.2.2. Geometry and fabrication of GiR specimens
4.2.3. Experimental setup and instrumentation for GiR characterization
4.2.4. Pull-out tests at high temperature
4.3. Results and discussion
4.3.1. Mechanical behavior of GiRs at room temperature
4.3.2. Mechanical behavior at high temperature of GiRs set parallel to the wood grain
4.3.2.1. Pull-out tests at stabilized temperature
4.3.2.2. Pull-out tests at constant load
4.3.2.3. Comparison between the two test procedures
4.3.3. Mechanical behavior at high temperature of GiRs set perpendicular to the wood grain
4.3.4. Influence of temperature on GiRs failure mode (in configuration parallel to the grain)
4.4. Conclusion
Chapitre 5 Etude du comportement au feu des ancrages chimiques à l’échelle de la structure et validation de la méthode de dimensionnement
5.1. Introduction
5.2. Fire design method description
5.3. Test Specimen set-up and design method application
5.3.1. Test specimen conception
5.3.2. Design method application
5.3.2.1. Quantification of the applied tensile load Fapp
5.3.2.2. Calculation of temperature profiles (θ(x,t))
5.3.2.3. Bond strength – Temperature relationship (????(θ))
5.3.2.4. Bearing capacity evolution and time of collapse prediction
5.3.3 Metrology
5.3.3.1. Temperature measurements
5.3.3.2. Displacement measurements
5.3.3.3. Slab rotation measurements
5.3.3.4. Wall/slab interface displacement
5.4. Results and discussion
5.4.1. Experimental observations
5.4.2. Thermal distribution analysis
5.4.3. Slab displacement analysis
5.4.4. Slab rotation analysis
5.4.5. Invar bars displacement
5.4.6. Fracture interface analysis
5.5. Conclusion
Conclusion de la partie 2
Partie 3 Modélisation de la distribution des contraintes le long des ancrages chimiques en situation d’incendie
Introduction de la troisième partie
Chapitre 6 Etude de la répartition des contraintes et prédiction du temps de ruine des ancrages chimiques en situation d’incendie par un modèle shear-lag non linéaire
6.1. Introduction
6.2. Shear-lag model adapted to the mechanical problem of chemical anchors
6.2.1. Model assumptions and notions
6.2.2. Constitutive equations
6.2.3. Bond stress-anchor slip relationship
6.3. Case of a uniform temperature distribution
6.3.1 Analytical approach
6.3.2. Analytical approach with imposed displacement mode
6.3.3. Numerical discretization
6.3.4. Temperature effect on the stress distribution profile
6.4. Case of a non-uniform temperature distribution
6.5. Model validation and comparison with the simplified integration resistance method
6.6. Conclusion
Conclusion générale et perspectives
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