3. E TUDE DES PROPRIETES D ’ INTERFACE ENTRE LES ARMATURES EN PRF ET
3.3. Résultats
3.3.2. Evolution du déplacement de l’extrémité libre de l’armature lors du chargement . 107
Les courbes d’évolution de la contrainte moyenne d’adhérence (i.e. contrainte moyenne de cisaillement) en fonction du déplacement de l’extrémité libre de l’armature sont illustrées de la Figure 3.8 à la Figure 3.122.
La contrainte moyenne d’adhérence, notée correspond au rapport de l’effort de traction exercé sur l’extrémité chargée, sur la surface d’armature adhérente au béton (il s’agit d’une contrainte de cisaillement moyennée sur la surface de contact). Elle s’exprime sous la forme suivante :
(3.1)
où correspond au diamètre de l’armature et à la longueur d’armature scellée. Pour rappel, l’armature est scellée sur une longueur égale à six fois son diamètre (voir Figure 3.1).
La résistance à l’arrachement est la valeur maximale de la contrainte moyenne d’adhérence enregistrée au cours de l’essai. Les valeurs d’efforts ultimes et de résistances à l’arrachement sont référencées dans le Tableau 3.4 pour chaque type d’armature étudiée.
2 Les déplacements des extrémités libres des armatures ARA2-S-9mm-4-FO, ARA2-S-15mm-2 et VERRE-NS-12,7mm-1 n’ont pas pu être suivis en raison d’une défaillance du dispositif de mesure par capteur laser.
Figure 3.8 : Courbes contrainte moyenne d’adhérence/déplacement : Armatures ACIER-HA-12mm (a) et ARA1-S-ACIER-HA-12mm (b)
(a)
Figure 3.9 : Courbes contrainte moyenne d’adhérence/déplacement : Armatures ARA2-S-9mm (a) et ARA2-S-15mm (b)
(a)
Figure 3.10 : Courbes contrainte moyenne d’adhérence/déplacement : Armatures CARBO-S-10mm (a) et CARBO-NS-CARBO-S-10mm (b)
(a)
Figure 3.11 : Courbes contrainte moyenne d’adhérence/déplacement : Armatures VERRE-S-12,7mm (a) et VERRE-NS-VERRE-S-12,7mm (b)
(a)
Figure 3.12 : Courbes contrainte moyenne d’adhérence/déplacement : Armatures VERRE-S-9,5mm (a) et VERRE-S-15,9mm (b)
(a)
Tableau 3.4 : Résultats des essais d’arrachements Effort ultime
(kN) Résistance à l’arrachement (MPa)
ARA1-S-12mm-1 14,31 5,27 ARA1-S-12mm-2 14,91 5,49 ARA1-S-12mm-3 17,98 6,62 ARA1-S-12mm-4 19,12 7,04 ARA1-S-12mm 17 ± 2 6,1 ± 0,7 ARA2-S-9mm-1 10,58 6,93 ARA2-S-9mm-2 9,75 6,39 ARA2-S-9mm-3-FO 9,74 6,38 ARA2-S-9mm-4-FO 10,31 6,75 ARA2-S-9mm 10,1 ± 0,4 6,6 ± 0,2 ARA2-S-15mm-1 41,88 9,87 ARA2-S-15mm-2 43,34 10,22 ARA2-S-15mm-3-FO 37,79 8,91 ARA2-S-15mm-4-FO 31,97 7,54 ARA2-S-15mm 39 ± 4 9 ± 1 CARBO-NS-10mm-1 9,56 5,07 CARBO-NS-10mm-2 10,29 5,46 CARBO-NS-10mm-3-FO 13,41 7,11 CARBO-NS-10mm-4-FO 10,72 5,69 CARBO-NS-10mm 11 ± 1 5,8 ± 0,8 CARBO-S-10mm-1 11,54 6,12 CARBO-S-10mm-2 10,97 5,82 CARBO-S-10mm-3-FO 13,41 7,11 CARBO-S-10mm-4-FO 14,69 7,79 CARBO-S-10mm 13 ± 1 6,7 ± 0,8 VERRE-S-9,5mm -1 15,58 9,16 VERRE-S-9,5mm -2 13,85 8,14 VERRE-S-9,5mm -3-FO 11,84 6,96 VERRE-S-9,5mm-4-FO 13,42 7,89 VERRE-S-9,5mm 14 ± 1 8,0 ± 0,8 VERRE-S-12,7mm -1 32,67 10,75 VERRE-S-12,7mm -2 30,08 9,89 VERRE-S-12,7mm-3-FO 28,21 9,28 VERRE-S-12,7mm -4-FO 33,83 11,13 VERRE-S-12,7mm 31 ± 2 10,3 ± 0,7 VERRE-S-15,9mm -1 55,55 11,66 VERRE-S-15,9mm -2 56,63 11,88 VERRE-S-15,9mm -3-FO 46,23 9,70 VERRE-S-15,9mm-4-FO 52,71 11,06 VERRE-S-15,9mm 53 ± 4 11,1 ± 0,9 VERRE-NS-12,7mm -1 4,54 1,49 VERRE-NS-12,7mm -2 5,12 1,68 VERRE-NS-12,7mm -3-FO 5,79 1,90 VERRE-NS-12,7mm -4-FO 7,73 1,88 VERRE-NS-12,7mm 6 ± 1 1,74 ± 0,17 ACIER-HA-12mm-1 25,83 9,52 ACIER-HA-12mm-2 25,67 9,46 ACIER-HA-12mm-3-FO 22,31 8,22 ACIER-HA-12mm-4-FO 30,63 11,28 ACIER-HA-12mm 26 ± 3 10 ± 1
3.3.2.1. Résultats généraux
Les valeurs de résistances à l’arrachement des différentes armatures de cette étude sont résumées dans la Figure 3.13. La valeur indiquée de résistance correspond à la moyenne des résistances obtenues lors des quatre essais réalisés sur des corps d’épreuve identiques.
Il apparaît sur la Figure 3.13 que, globalement, les armatures VERRE-S présentent dans la configuration d’essai choisie, les meilleures résistances à l’arrachement. A diamètre équivalent (proche), elles dévoilent notamment des résistances légèrement supérieures à celles des armatures ACIER-HA. Notons que les valeurs de résistance à l’arrachement des armatures en PRF présentées dans la littérature ne dépassent généralement pas 80 % de celles des armatures en acier [LAR 93, BANK 98].
Les armatures à base de fibres d’aramide (ARA1-S, ARA2-S), ou de carbone (CARBO-S et CARBO-NS) offrent quant à elles des résistances à l’arrachement sensiblement inférieures aux armatures VERRE-S et ACIER-HA. Enfin, les armatures VERRE-NS présentent une résistance à l’arrachement extrêmement faible comparée à celles affichées par l’ensemble des autres armatures. Cette spécificité des armatures VERRE-NS provient vraisemblablement de leur surface sans sablage, qui ne possède aucun relief et présente ainsi un aspect complètement lisse. Notons d’ailleurs qu’en pratique, les armatures VERRE à destination de la construction d’ouvrages en béton armé sont systématiquement commercialisées en version sablée.
Figure 3.13 : Résistances à l’arrachement des différentes armatures 3.3.2.2. Effet du traitement de surface
des armatures VERRE-S et VERRE-NS de même diamètre (12,7 mm), et pour des armatures CARBO-S et CARBO-NS de même diamètre également (10 mm).
Dans le cas des armatures VERRE, l’effet du sablage est significatif. On constate notamment, une résistance à l’arrachement six fois supérieure pour les armatures VERRE-S, comparé à celle des armatures VERRE-NS. On note également un palier de contrainte post-pic lié au déchaussement par friction de la barre, qui est beaucoup plus élevé pour l’armature VERRE-S en raison du sablage.
Concernant les armatures CARBO, la comparaison des systèmes lisses et sablés (CARBO-NS-10mm et CARBO-S-(CARBO-NS-10mm) montre que la présence du sablage a cette fois-ci un effet plus limité sur la valeur de la résistance à l’arrachement. Soulignons que la taille des grains est nettement plus petite pour les barres CARBO, comparée à celle utilisée sur les barres VERRE (Cf. Figure 2.2.du chapitre précédent) ce qui pourrait expliquer cette différence de comportement. Néanmoins, l’examen des courbes des systèmes CARBO indique que le sablage joue ici un rôle important sur la raideur initiale d’interface (tendance déjà observée dans la littérature [COS 97, ACH 04, OKE 05]).
Figure 3.14 : Courbes typiques contrainte moyenne d’adhérence/déplacement pour les armatures VERRE-S, VERRE-NS, CARBO-S et CARBO-NS
La Figure 3.15 représente les courbes caractéristiques de la variation de la contrainte moyenne d’adhérence en fonction du déplacement de l’extrémité non chargée pour des armatures ARA1-S et ARA2-S. Globalement, les armatures ARA2 (tressées et sablées) présentent une meilleure résistance à l’arrachement que les armatures ARA1 (non-tressées mais sablées), ce qui pourrait être lié d’une part à la taille supérieure des grains de sables de l’armature ARA2 (Cf. Figure 2.2), et d’autre part à la géométrie de surface particulière de ces armatures. En effet, le tressage confère aux barres ARA2 un relief très marqué qui peut produire une action de verrou et générer ainsi un effet d’engrènement mécanique additionnel à celui du sablage lors des essais d’arrachement. L’examen des courbes laisse également apparaître un comportement plus ductile à l’interface entre les armatures ARA2 et le béton.
De toute évidence, les caractéristiques de surface des barres (traitement de sablage et présence de verrous éventuels) jouent un rôle important sur le comportement mécanique de l’interface armature/béton, d’une part dans le domaine élastique (raideur initiale), mais surtout lors de la phase d’endommagement (résistance maximale, et palier de contrainte post-pic lié à la friction). Concernant le sablage, les caractéristiques des grains (taille et angulosité) semblent également discriminants.
Figure 3.15 : Courbes caractéristiques contrainte moyenne d’adhérence/déplacement pour les armatures ARA1-S et ARA2-S
3.3.2.3. Effet du diamètre
Au regard des résultats d’essais sur trois diamètres différents pour les armatures VERRE-S et deux diamètres différents pour les armatures ARA2-S, il est possible d’observer une augmentation de la résistance à l’arrachement avec le diamètre. Notons que des tendances inverses ont été régulièrement relevées dans la littérature [TIG 98, ACH 04, OKE 05, SAY 11]. Les auteurs évoquaient notamment un décalage en cisaillement, appelé Shear-lag effect, causé par une répartition non-uniforme des contraintes de traction dans l’armature, et pouvant induire alors, dans le cas des armatures de plus grand diamètre, une augmentation locale de la contrainte de traction normale à l’interface par effet Poisson. Rappelons cependant que pour l’ensemble des essais réalisés, les armatures ont été scellées sur une longueur correspondant à six fois leur diamètre. Pour des armatures de diamètres différents, la longueur scellée est donc également différente. La conservation du rapport diamètre/longueur scellée ne semble donc pas permettre de conserver un comportement moyen d’interface strictement identique entre armatures de diamètre différent, même si elles sont constituées des mêmes matériaux et présentent un même traitement de surface.
Les résultats acquis démontrent un comportement moyen d’interface complexe, dépendant non seulement de la nature des matériaux constitutifs de l’armature et de sa géométrie de surface, mais aussi de son diamètre (à travers la longueur scellée). Il a donc été décidé d’instrumenter certains corps d’épreuve sur toute la longueur scellée, afin d’étudier de manière plus locale les
3.3.2.4. Effet de l’instrumentation
Bien que l’instrumentation par fibres optiques soit peu intrusive au regard d’autres systèmes de mesure, certains résultats expérimentaux semblent montrer que le procédé d’installation utilisé dans cette étude (engravure et collage de la fibre optique) peut modifier de manière sensible le comportement d’interface de certains corps d’épreuve. En effet, au regard des courbes obtenues lors des essais d’arrachement (Figure 3.8 à Figure 3.12), et malgré une dispersion importante, il est possible d’observer des comportements très différents pour les armatures instrumentées CARBO-S-10mm et VERRE-NS-12,7mm, comparativement aux mêmes armatures non instrumentées (voir en particulier les graphes des Figure 3.10 (a) et Figure 3.11 (b)). Cette remarque est à moduler cependant pour les armatures VERRE-NS-12,7mm car il n’existe qu’une courbe non instrumentée. Par la suite, nous exploiterons les mesures des fibres optiques pour étudier le comportement d’interface, mais le lecteur devra garder à l’esprit le caractère intrusif de l’instrumentation pour ces deux types de corps d’épreuve ayant montré une sensibilité à l’instrumentation.
Signalons que des études antérieures n’ont pas révélé de modification du comportement d’adhérence lié à l’instrumentation par fibre optique dans le cas d’armatures en acier HA ([QUI 12, KHA 13]).