Cette section s’appuie principalement sur les résultats issus du chapitre 4. Elle fait néanmoins également appel aux mesures réalisées au chapitre 5), ainsi qu’à des réflexions menées sur les essais issus de la littérature (cf. chapitre 1). La résistance de l’interface est une donnée impor-tante qui permet, quand elle est prise en compte, de dimensionner les structures de béton armé. Une forte résistance conduira à une réduction de la longueur d’ancrage et donc des longueurs de recouvrement, ce qui est d’une part économique pour la construction, et d’autre part bénéfique pour la qualité du béton lorsque la concentration d’armature est déjà élevée. Le phénomène de frottements / glissements avant le pic permet justement d’améliorer le transfert des efforts entre l’acier et le béton, et donc de justifier de meilleures performances de l’interface.
L’exploitation des essais montre également que la résistance de l’interface est faiblement dépendante de la longueur d’interface. Faiblement, car il est néanmoins possible d’observer une légère décroissance de la résistance lorsque la longueur d’interface augmente, mais le peu d’essais réalisés ne permet pas d’être catégorique sur ce point. On peut supposer que cette faible évolution est une conséquence directe de la non-homogénéité des contraintes de cisaillement le long de l’interface. On peut aussi avancer comme explication l’existence d’un effet d’échelle, lié à la non-uniformité des contraintes (effet d’échelle lié à la sollicitation) et/ou au principe du maillon faible (effet d’échelle de Weibull).
Les valeurs de résistance d’interface, calculées pour différentes formulations de béton, per-mettent par ailleurs d’affirmer qu’elles ne sont pas reliées à la résistance en traction du béton tel que le suggèrent certains travaux de la littérature. Cette relation semble de fait être une consé-quence d’une méprise sur le mode de rupture par éclatement du béton, qui aurait été assimilé à une rupture de l’interface. Les essais de cette thèse ayant mené à la rupture par éclatement du béton correspondent d’ailleurs à des contraintes de cisaillement à l’interface proches de la résis-tance de la liaison, ce qui peut entretenir la confusion. Or, les faciès post-mortem permettent de clarifier la question, et le calcul des contraintes de traction orthoradiales dans le béton montrent bien qu’elles sont à l’origine de la rupture en traction du béton et donc de la rupture de l’éprou-vette. Il convient de rappeler que le calcul par les Eurocodes de la résistance au cisaillement de l’interface est basé sur la résistance en traction du béton.
Lorsque le mode de rupture est celui du glissement de l’armature, on peut déterminer, dans le cas de deux bétons uniquement différenciés par leur quantité d’eau, une relation directe de propor-tionnalité entre la résistance en compression du béton et la résistance de l’interface. Cependant, cette relation n’est pas retrouvée lorsque la composition du béton est totalement modifiée. Il convient donc d’ajouter d’autres paramètres à la détermination de la résistance au cisaillement, parmi lesquels on peut citer les propriétés mécaniques du squelette granulaire et de la pâte de ciment.
Le choix de la géométrie de notre essai a permis d’analyser tous les modes de rupture autour d’un point de référence (cf. tableau 5.7). On peut donc ainsi considérer que nous étions à proximité d’un point triple où les trois ruptures que sont la plastification de l’armature, le glissement de l’interface ou l’éclatement du béton, peuvent intervenir simultanément. En pratique, la variabilité locale du béton permet de déterminer le mode de rupture.
Par ailleurs, les armatures d’une structure en béton armé sont généralement sollicitées en traction, ce qui est la raison de leur présence. Cependant, le cas d’une sollicitation en compression est possible. Notre essai a ainsi permis d’obtenir une contrainte axiale dans le béton égale à 4 MPa pour un effort imposé de 80 kN. Cette valeur de contrainte correspond, dans certaines zones d’une enceinte de confinement, au chargement en service de l’enceinte. Lors des épreuves d’enceinte, cette contrainte diminue du fait de la pression interne, ce qui correspond aux cycles de charge-décharge réalisés lors de nos essais. Les frottements mis en évidence vont donc jouer en limitant le rebond élastique des armatures. Par ailleurs, les phénomènes du comportement de la liaison acier-béton exhibés dans cette thèse introduisent une diminution de la longueur de transfert des efforts entre l’acier et le béton. Ceci est positif puisqu’il peut permettre de diminuer la longueur d’ancrage d’une barre d’acier dans le béton ainsi que la distance de recouvrement entre deux armatures. A contrario, leur influence sur l’ouverture des fissures doit être étudiée.
Longueur Ratio
Formulation Rupture Si réduction de
d’interface lint/φa la hauteur de béton
320 mm 20 Ceos Plastification –
220 mm 13.75 Ceos Plastification –
170 mm 10.63 Ceos bis Glissement Éclatement
120 mm 7.5 Ceos bis Glissement Éclatement
70 mm 4.38 Ceos Glissement Éclatement
80 mm 5 Vercors Rupture combinée –
70 mm 4.38 Vercors Glissement –
50 mm 3.13 Vercors Glissement –
Table5.7: Modes de rupture observés lors des différents essais
Perspectives
Plusieurs perspectives de travail peuvent être dégagées des travaux présentés dans ce mémoire. D’un point de vue plus expérimental, il est certain que la réalisation d’essais cycliques avec une instrumentation similaire par fibres optiques permettrait d’étudier le comportement de l’in-terface face à une alternances des deux sollicitations. L’évolution des auto-contraintes mises en évidence serait ainsi notamment étudiée, ainsi que l’évolution des glissements imposés et libres. De plus, les phénomènes mis en évidence ont un impact différent suivant que l’éprouvette soit sollicitée en push-in plutôt qu’en pull-out. Ceux-ci viennent s’ajouter aux points soulevés dans le chapitre 1 sur la différence entre les deux types d’essais. Il conviendrait donc de réaliser des essais complémentaires en pull-out pour valider ces différences de comportement.
Ces phénomènes non-linéaires induisent une interface qui n’est pas parfaitement adhérente. Il reste encore à se poser la question de l’identification des paramètres de phénomènes mis en évidence dans ce mémoire avant de pouvoir appliquer ces résultats à des calculs industriels. A quelles caractéristiques mécaniques et géométriques sont-ils reliés ? La question se pose également de savoir quel essai est le plus représentatif pour définir ces paramètres.
Par ailleurs, la différentiation des réponses de l’interface suivant le type de sollicitation (pull-ou (pull-ou push-in notamment) est accentuée par les phénomènes mis à j(pull-our. En effet, le frottement
Conclusion et perspectives 155
entre l’acier et le béton aura probablement un effet inverse pour l’un ou l’autre des deux modes, puisqu’il est accentué ou diminué respectivement en cas de compression ou de traction dans la direction radiale. Ceci n’a pas été confirmé expérimentalement. Cette déduction serait donc à confirmer sur des essais menés à la fois en pull-out et en push-in avec une instrumentation par fibres optiques.
Par ailleurs, une utilisation répétée de la mesure par perméabilité à différents niveau de char-gement de l’éprouvette permettrait de déterminer l’évolution des caractéristiques de transfert et donc de déterminer à partir de quel niveau de chargement la fissuration se développe au niveau de l’interface. Ceci permettrait de déterminer une limite objective pour la contrainte en cisaillement de l’interface. L’idéal serait donc de réaliser ces mesures en cours d’essai afin de caractériser pré-cisément l’évolution de la perméabilité. En effet, une mesure post-essai induit un déconfinement de l’éprouvette ainsi qu’une possible refermeture de fissures et ne correspond pas à une situation réelle d’une enceinte de confinement. Néanmoins, la réalisation de mesures en cours d’essai pose de nombreux problèmes pratiques.
D’un point de vue numérique, il serait intéressant d’intégrer les phénomènes mis en évidence précédemment dans le modèle numérique utilisé. Ainsi, la prise en compte d’un couple glissement / frottement avant le pic permettrait de représenter d’une part les glissements imposés et libres ainsi que les contraintes auto-équilibrées dans le béton et l’acier. Leur influence n’est pas clai-rement définie, par exemple dans le cas de cycles où une énergie supplémentaire serait dissipée. Une étude numérique permettrait ainsi d’y apporter une certaine lumière.
La rigidification de la liaison est également un phénomène non négligeable. Son impact sur la ré-sistance de la liaison n’est pas établie. Cependant, la difficulté de l’intégration de ce phénomène dans un modèle numérique se situe dans sa non-admisssibilité thermodynamique. Les valeurs importantes de déformation de compression du béton en contact avec l’acier, et non retranscrite par le modèle numérique, est une information locale qui mérite une attention particulière d’un point de vue scientifique. Cependant, l’élément joint numérique est conçu de base pour éviter de prendre en compte des phénomènes aussi localisés.
Conclusion et perspectives 157
Annexes
L’annexe A détaille le principe de l’instrumentation par fibres optiques.
L’annexe B contient toutes les mesures réalisées par fibres optiques sur les deux éprouvettes avec 50 mm de longueur d’interface.
L’annexe C contient toutes les mesures réalisées par fibres optiques sur les deux éprouvettes avec 70 mm de longueur d’interface.
L’annexe D contient toutes les mesures réalisées par fibres optiques sur les deux éprouvettes avec 80 mm de longueur d’interface.