Comme évoqué en section 2.3, la résistance des structures en béton armé sous sollicitations de cisaillement demeure un sujet non consensuel, avec des pratiques internationales divergentes. C'est particulièrement le cas pour les dalles en béton armé soumises à des charges localisées placées à proximité des appuis et induisant des sollicitations de cisaillement. Dans les dalles de bâtiments nucléaires, puisque c’est de ces structures dont il est question dans notre travail, on trouve couramment des situations où des charges lourdes provenant des équipements sont localisées, où les dalles sont chargées par des murs ou des colonnes, où même les dalles peuvent subir des chargements dynamiques en cas de sollicitations sismiques ou en cas d’impacts.
Nous avons vu qu’à l’international les normes de génie civil traitent différemment du cisaillement des structures en béton armé, puisque suivant les normes, l’influence de certains paramètres entrant en ligne dans le mécanisme de résistance au cisaillement est ignorée, ou bien les paramètres majeurs influençant la résistance au cisaillement sont pris en compte partiellement et/ou différemment laissant par conséquent un effet du cisaillement négligé dans le calcul de la résistance. Dans le but donc d’abord de mieux comprendre les effets de ces nombreux paramètres sur le comportement au cisaillement des dalles en béton armé utilisées dans les bâtiments nucléaires, la présente campagne expérimentale a été entreprise. Les essais sont réalisés en faisant varier sur les dalles les valeurs des différents paramètres du cisaillement et leur influence sur le comportement au cisaillement est étudiée, en particulier leur influence sur la résistance au cisaillement et le mode de rupture. Ces résultats pourront être utilisés pour la définition d'une formulation analytique justifiant le comportement des structures en cisaillement.
Cette campagne expérimentale permettra de donner une réponse à la deuxième problématique énoncée dans notre travail, c’est à dire aux divergences qui existent entre l’Eurocode 2 CEN. Eurocode 2, 2005 [6] et l’Annexe Nationale Française FD P 18-717.
Eurocode 2, 2013 [5] quant à la prédiction du cisaillement des dalles en béton armé.
Divergences liées au fait comme nous l’avons évoqué précédemment, que les méthodes de l’Eurocode 2 sont déduites de nombreux essais effectués sur des éléments 1D (poutres et poutres-dalles) travaillant en flexion simple et d'épaisseurs modérées (contexte courant du
domaine du bâtiment). Or, les dalles de centrale nucléaires sont des éléments 2D, d'épaisseurs importantes travaillant en flexion composée et présentant une aptitude favorable à une redistribution transversale des efforts ce qui n’est pas le cas des poutres. On pourrait donc penser que les recommandations de l’Eurocode 2 extrapolées sur des éléments 1D seraient peu adaptées aux dalles en général et au contexte nucléaire en particulier. La norme française s’étant isolée de l’Eurocode 2 en proposant d’autres dispositions pour traiter du cisaillement des dalles (section 2.3.2), il est par conséquent demandé à EDF-SEPTEN beaucoup de justifications dans leurs projets à l’étranger quant à cette disparité qui existe entre ces deux modèles de calcul. On évaluera donc la pertinence de l'Eurocode 2 par rapport à l'approche française pour la conception au cisaillement des dalles en béton armé sans armatures d’effort tranchant. On évaluera également par la suite en plus de l’Eurocode 2 et de l’Annexe Nationale Française, le niveau de précision donné également par la norme américaine ACI 318, 2014 [1] (section 2.3.3), la formule d’extension de l’Eurocode 2 de Lantsoght et al.
2015 [9] (section 2.3.4), le code nucléaire AFCEN ETC-C, 2010 [7] (section 2.3.5), le fib-Model Code 2010, 2012 [2] basé sur l’approche simplifiée de la théorie du champ de compression modifiée MCFT (section 2.3.1.1) tout comme la norme canadienne CSA23.3, 2004 [4], et l’approche basée sur la théorie de la fissure critique CSCT (section 2.3.1.2) duquel dérive la norme suisse SIA 262, 2003 [3].
Dans notre campagne expérimentale, afin d’étudier d’abord les effets des paramètres du cisaillement sur le comportement au cisaillement des dalles, sept axes ont été identifiés qui sont l’étude de l’influence des paramètres suivants:
Influence de la résistance en compression du béton.
Influence du ratio d’élancement av/dl.
Influence du taux d’armatures transversales.
Influence du taux d’armatures longitudinales.
Influence de la taille des granulats.
Influence de la longueur de la plaque de chargement.
Influence d’un effort normal de compression ou de traction.
L’étude de l’influence de ce dernier paramètre (effort normal de compression ou de traction) vient répondre à la troisième problématique énoncée dans le cadre de notre travail (section 1.2). Il s’agira de nous placer dans un cas de sollicitation dans lequel on pourrait avoir des actions concomitantes d’efforts de cisaillement et d’efforts normaux de compression
ou de traction (section 2.2) et d’étudier leur influence sur le comportement au cisaillement des dalles. En effet comme évoqué en problématique et détaillé en section 2.2, l’influence des efforts normaux de compression ou de traction sur la résistance au cisaillement n’est pas bien documentée en particulier le cas de la traction, et le peu d’articles et rapports d’essais connus rendent majoritairement compte dans la plupart des cas d’essais effectués pour étudier l’influence d’un effort normal sur la résistance à l’effort tranchant de poutres ou de voiles.
3.1 Paramètres des dalles d’essai
Le Tableau 3-1 présente les dalles testées dans notre étude afin de répondre aux problématiques énoncées. La série d’essais est composée de dix-sept (17) dalles en béton armé à grande échelle (échelle réelle) et sans armatures d’effort tranchant.
La série I est composée des dalles S2 et S8 avec des classes différentes de résistance de béton qui serviront à étudier l’influence de la résistance en compression du béton sur le comportement au cisaillement des dalles.
La série II est composée des dalles S2, S6 et S7 à épaisseurs variables qui serviront à étudier l’influence sur le comportement au cisaillement des dalles du ratio d’élancement av/dl. La distance av est maintenue constante dans le cas des trois essais.
La série III est composée des dalles S1, S4 et S5 à taux d’armatures longitudinales variables qui serviront donc à étudier l’influence des armatures longitudinales sur le comportement au cisaillement des dalles.
La série IV est composée des dalles S1, S2 et S3 à taux d’armatures transversales variables qui serviront donc à étudier l’influence des armatures transversales sur le comportement au cisaillement des dalles.
La série V est composée des dalles S2 et S2B avec des diamètres maximales de granulats de béton différents. Elles serviront donc à étudier l’influence de la taille des granulats sur le comportement au cisaillement des dalles.
La série VI est composée des dalles S2, S9 et S10 testées avec des longueurs de plaque de chargement différentes. Elles serviront donc à étudier l’influence de la longueur de plaque de charge sur le comportement au cisaillement des dalles.
La série VII est composée des dalles S2, SC1 et SC2 testées sous l’effet combiné du cisaillement et d’un effort normal de compression. L’effort normal de compression appliqué est variable. Ces dalles serviront donc à étudier l’influence d’un effort normal de compression sur le comportement au cisaillement des dalles.
Enfin la série VIII composée des dalles S2, ST1, ST2, ST3 et ST4 testées sous l’effet combiné du cisaillement et d’un effort normal de traction. L’effort normal de traction appliqué est variable. Ces dalles serviront donc à étudier l’influence d’un effort normal de traction sur le comportement au cisaillement des dalles.
Dalles Ferraillage inférieur
Epaisseur Effort normal Largeur charge
(cm)
Béton Dmax
(mm)
Type de Béton Sens fort Sens faible
S1 Φ25 # 15cm Φ20#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S2 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S2B Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm 0 MPA 60 10/20 C20/25
S3 Φ25 # 15cm Φ25#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S4 Φ20/25 # 15cm Φ20#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S5 2Φ20# 15cm Φ20#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S6 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 35 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S7 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 40 cm 0 MPA 60 6/11.2 C20/25
S8 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm 0 MPA 60 6/11.2 C40/50
S9 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm 0 MPA 70 6/11.2 C20/25
S10 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm 0 MPA 80 6/11.2 C20/25
SC1 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Compression
1.0MPa 60 6/11.2 C20/25
SC2 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Compression
1.5MPa 60 6/11.2 C20/25
ST1 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Traction
0.5MPa 60 6/11.2 C20/25
ST2 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Traction
0.65MPa 60 6/11.2 C20/25
ST3 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Traction
1.0MPa 60 6/11.2 C20/25
ST4 Φ25 # 15cm Φ20/25#15cm 30 cm Traction
1.2MPa 60 6/11.2 C20/25 Tableau 3-1 : Tableau récapitulatif des paramètres des dalles testées
3.2 Description du banc d’essai
3.2.1 Banc d’essai sans effort normal
Ce banc d’essai concerne toutes les dalles excepté les dalles SC1, SC2, ST1, ST2, ST3 et ST4. Le banc d’essai sans l’effet d’un effort normal se compose de :
Une dalle en béton armé.
Un vérin de 200 tonnes supporté par un portique.
Un capteur de force.
Des capteurs de déplacements de type LVDT.
Des jauges de déformation de type VISHAY.
Une centrale d’acquisition des données.
Les Figure 3.1 et Figure 3.2 montrent une image du banc d’essai identique à toutes les dalles sans effort normal appliqué.
Figure 3.1 :Banc d’essai de la dalle S2-Lplaque=60cm
Figure 3.2 :Banc d’essai: a) Dalle S9-Lplaque=70cm; b) Dalle S10-Lplaque=80cm
(
a
) (b
)3.2.1.1 Conditions aux limites
Le système d’appui se compose de trois parties (Figure 3.3) : Une poutre métallique en I de dimensions 200x200mm est posée à même la dalle du hall d’essai. Ensuite, un rond en Duraluminium AU4G de diamètre 40mm est positionné en appui sur la poutre métallique.
Entre le rond et la dalle, une plaque métallique de 80x12mm est mise en place. Avant de poser la dalle sur l’appui, un lit de mortier est mis en place sur la plaque d’appui afin d’assurer un contact régulier et garantir l’uniformité de l’appui.
Figure 3.3 : Système d'appui [unités en mm]
3.2.1.2 Chargement
Le système mécanique de chargement est constitué d’un vérin de capacité 200 tonnes solidaire d’un portique. Le chargement s’effectue par l’intermédiaire d’une plaque de répartition de la charge dont les dimensions sont variables en fonction des dalles testées. Une plaque de caoutchouc (bande néoprène) de 10mm d’épaisseur a été positionnée entre la plaque de charge et la dalle afin d’assurer une surface de charge répartie. Une vitesse de charge réglée manuellement en quasi-statique est de l’ordre de 0.4mm/minute. L’application du chargement est effectué jusqu’à la rupture de la dalle.
a
v=560
Depth
200 80
200
150