Passage à l’échelle 1

2.1. Programme d’essais et traitement des données ... 175 2.2. Essais avec sollicitations classiques ... 180 2.3. Essais avec sollicitations extrêmes ... 185 Conclusions partielles ... 189

148

1. Essais monotones

Cette première partie se concentre sur le premier objectif défini pour ce travail de thèse, à savoir l’évaluation de la fréquence propre d’une éolienne offshore juste après son installation. Pour répondre à cette problématique, l’évaluation de la fréquence propre s’effectue dans un premier temps à partir des essais de chargement monotone. Les résultats expérimentaux sont exploités et comparés aux méthodes analytiques présentées dans l’état de l’art du premier chapitre. Deux méthodes originales sont proposées afin d’améliorer les résultats expérimentaux : une méthode analytique combinée aux essais monotones et une méthode numérique basée sur la méthode des éléments finis et développée sur Abaqus.

Enfin, ces résultats et méthodes en lien avec les modèles réduits sont comparés aux résultats correspondant au prototype. Une loi de changement d’échelle est proposée afin d’évaluer les rigidités KL et KR.

1.1. Résultats expérimentaux

Différents essais, dont les procédures ont été définies dans le chapitre 3, ont été réalisés dans le but d’évaluer la première fréquence propre des modèles réduits dimensionnés. L’ensemble des résultats obtenus sont détaillés et discutés dans cette partie.

1.1.1. Programme d’essais

Les mêmes essais ont été conduits pour le modèle 1/120 et le modèle 1/60. Pour un modèle réduit et un massif de sable donnés, les essais suivants ont été réalisés :

- évaluation de la fréquence propre par un essai de vibration libre; - évaluation de la rigidité KL par un essai de chargement latéral ;

- évaluation de la rigidité KR par l’application d’un moment en tête de la fondation.

Pour chaque type d’essais, un essai a été conduit pour une contrainte verticale donnée appliquée à la surface du massif de sable. Cette contrainte varie de 0 à 200 kPa. Les essais ont été réalisés en augmentant la contrainte jusqu’à 200 kPa puis inversement jusqu’à 10 kPa. Les essais à surface libre (𝜎𝑉′ = 0 kPa) ne sont pas répétables comme cela a été souligné dans le chapitre 3 (partie 3.1.1). Ainsi,

cette configuration n’a pas toujours été considérée puisqu’il est difficile d’interpréter les résultats qui en découlent. Le récapitulatif des essais réalisés ainsi que l’emplacement des capteurs relatif à chaque essai est présenté dans le Tableau 4.1.

149

Tableau 4.1 - Récapitulatif des essais monotones

Evaluation de la rigidité KL Evaluation de la rigidité KR

Evaluation de la fréquence propre Numéro du massif modèle 1/120 M3120 M4120 M3120 et M4120 modèle 1/60 M160 et M260 M160 et M260 M160 et M260

Type d’essais Chargement latéral en tête

de la fondation

Moment en tête de la

fondation Vibration libre

Contrainte verticale effective 𝝈𝑽′ (kPa) modèle 1/120 0, 50, 100 et 200 10, 50, 100 et 200 modèle 1/60 0, 10, 50, 100 et 200

Nombre d’essais Un essai pour chaque contrainte a été réalisé lors de la charge du massif puis de

sa décharge, soit 2 essais pour une contrainte donnée (sauf pour 200 kPa).

Spécificité

modèle 1/120

Pour un essai donné, 4 cycles de charge/décharge ont été réalisés (pour le chargement latéral et le moment)*

Pour un essai donné, 5 mesures de vibration libre modèle 1/60

Pour un essai donné, 3 cycles de charge/décharge ont été réalisés (pour le chargement latéral et le moment)*

Emplacement des capteurs modèle 1/120 Accéléromètre en tête du mât modèle 1/60

* Le nombre de cycles de charge/décharge de 𝜎𝑉′ est directement lié à la vitesse du moteur (plus faible pour le plus gros moteur)

et il est choisi afin de réaliser l’ensemble des essais en une journée.

1.1.2. Ensemble des résultats

L’ensemble des résultats relatifs aux essais récapitulés dans le Tableau 4.1 sont présentés dans cette partie. Pour un modèle réduit donné, les résultats concernant l’évaluation de la fréquence propre puis celle des rigidités KL et KR sont présentés. Le modèle réduit à l’échelle 1/120 est considéré dans un

premier temps puis les résultats relatifs au modèle 1/60 sont détaillés. 1.1.2.1. Modèle 1/120

 Evaluation de la première fréquence propre

La Figure 4.1 présente l’évolution de la première fréquence propre du modèle en fonction de la contrainte verticale appliquée en tête du massif de sable. Les deux courbes correspondent respectivement

60 mm Capteur de déplacement Inclinomètre 13 mm 76 mm Capteur de déplacement _{Inclinomètre} 80 mm

150

à la charge et à la décharge du massif. Pour un état de contrainte donné du massif de sable, cinq essais de vibration libre ont été réalisés. La dispersion des résultats est représentée à l’aide des barres d’écart- type placées sur les courbes. Les valeurs obtenues sont par ailleurs détaillées dans le Tableau 4.3 (page 164). Quelle que soit la configuration considérée, les écarts-types relatifs sont très faibles, inférieurs à 0,12%.

Figure 4.1 - Evolution de la première fréquence propre du modèle 1/120 en fonction de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ appliquée

au massif de sable

Comme attendu, la tendance de la première fréquence propre de la structure est de croître avec l’augmentation de la contrainte dans le sol, qui rigidifie la liaison entre le pieu et le sol. Entre les mesures réalisées à 10 kPa et à 200 kPa, la fréquence propre augmente de 6%. Ce résultat confirme l’influence significative de la rigidité du sol sur la valeur de cette grandeur. Une évaluation précise de l’interaction sol-structure est donc nécessaire.

 Evaluation de la rigidité KL

Les courbes force-déplacement obtenues lors des essais de chargement latéral en tête du pieu sont présentées sur les Figures 4.2 (a) et (b) qui regroupent respectivement les résultats des essais lors de la charge puis de la décharge du massif de sable. Pour chaque essai (à l’exception du test à surface libre), une force a été appliquée jusqu’à un déplacement de 0,1 mm. Cette force croît avec l’augmentation de la contrainte, allant de 75 N pour 10 kPa à 105 N pour 200 kPa. Les essais à surface libre présentent des résultats très différents entre la charge et la décharge, le premier essai présentant un déplacement très important du pieu (0,2 mm) pour une charge très faible (inférieure à 30 N). Au contraire, après la charge et la décharge du massif (0 kPa → 200 kPa → 0 kPa), le sol est beaucoup plus rigide puisqu’il y a surconsolidation du sol avec une contrainte horizontale rémanente. Le deuxième essai à surface libre nécessite ainsi une charge de 50 N pour induire un déplacement de 0,1 mm. Ce deuxième essai ne sera donc pas considéré par la suite pour l’exploitation des résultats. Comme on l’a souligné dans le chapitre 3 (partie 3.1.1.), les trois derniers cycles de chargement sont pris en compte pour l’évaluation de la pente à l’origine des courbes force-déplacement, qui correspond à la valeur de la rigidité KL. L’évolution de

la rigidité KL en fonction de la contrainte verticale est présentée sur la Figure 4.2 (c). Les deux courbes

151

pour chaque configuration correspond à la variation de la valeur de la rigidité KL lors des trois cycles de

chargement. L’ensemble de ces valeurs et leur écart-type relatif sont rassemblés dans le Tableau 4.3 (page 164).

Figure 4.2 – Modèle 1/120 : (a) courbes force-déplacement pour une valeur croissante de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ ;

(b) courbes force-déplacement pour une valeur décroissante de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ ;

(c) évolution de la rigidité KL en fonction de la contrainte verticale 𝜎_𝑉′

Les résultats obtenus à surface libre sont en accord avec les observations faites précédemment : la rigidité KL est 2,5 fois plus élevée lors de la décharge que lors de la charge (premier essai à 0 kPa de

confinement vertical). Ce premier essai étant plus représentatif du sol à surface libre, c’est ce résultat qui a été pris en compte. Les résultats obtenus de 50 à 200 kPa à la charge et à la décharge sont très proches, avec un écart-type relatif inférieur à 4 %. Dans cette première série d’essais, il n’y a pas eu d’essais réalisés à 10 kPa, la valeur de la rigidité KL a donc été extrapolée en interpolant la courbe

152

La rigidité KL, représentant la raideur du ressort latéral relatif au modèle d’Adhikari et Bhattacharya

(2012) [69], croît considérablement avec la contrainte verticale appliquée au massif de sol puisque cette raideur est multipliée par 4,6 entre un massif à surface libre et un massif soumis à 𝜎𝑉′ = 200 kPa.

 Evaluation de la rigidité KR

Compte tenu de la difficulté d’interpréter les essais à surface libre, seuls les essais avec une contrainte verticale appliquée au massif de sol sont considérés pour ce qui est de l’application du moment en tête du pieu. Pour une question de lisibilité des résultats, les courbes moment – angle de rotation du modèle sont présentées en fonction de la contrainte appliquée sur le massif de sol comme illustré sur la Figure 4.3. Pour chaque contrainte appliquée, les courbes relatives à la charge et à la décharge du massif sont tracées. On observe une bonne correspondance entre les courbes à la charge et à la décharge.

Figure 4.3 – Modèle 1/120 : courbes moment – angle de rotation obtenues pour différentes contraintes appliquées au massif de sable

Pour l’évaluation de la rigidité KR, égal à la tangente à l’origine de la courbe moment – angle de

rotation, les quatre cycles ont été considérés comme on l’a souligné dans le chapitre 3 (partie 3.1.2.). L’évolution de cette rigidité en fonction de la contrainte appliquée au massif de sol est ainsi présentée sur la Figure 4.4 et les valeurs obtenues sont récapitulées dans le Tableau 4.3 (page 164). Les résultats obtenus lors de la charge et la décharge du massif sont similaires, en accord avec les courbes moment – angle de rotation. La dispersion des mesures est légèrement plus importante pour l’évaluation de KR que

153

Il semble que la rigidité KR, correspondant à la raideur du ressort de torsion dans le modèle d’Adhikari

et Bhattacharya (2012) [69], soit moins influencée par la contrainte verticale appliquée au massif puisque la valeur obtenue à 200 kPa est seulement 1,3 fois plus élevée que celle obtenue à 10kPa (contre un facteur de 4,6 obtenu pour la rigidité KL). La rotation du pieu est donc moins influencée par la

contrainte verticale appliquée au massif, c’est-à-dire à la rigidité du sol, que son déplacement latéral.

Figure 4.4 - Evolution de la rigidité KR en fonction de la contrainte verticale 𝜎_𝑉′

appliquée au massif de sable pour le modèle 1/120

1.1.2.2. Modèle 1/60

La même série d’essais a été réalisée pour le modèle 1/60. En suivant le même schéma que pour le modèle 1/120, les résultats relatifs aux essais de vibration libre puis de chargement latéral et de moment en tête du pieu sont présentés dans la suite.

 Evaluation de la première fréquence propre

L’évolution de la première fréquence propre en fonction de 𝜎_𝑉′ _{est présentée sur la Figure 4.5 lors de}

la charge et de la décharge du massif de sol. Les courbes de charge et décharge sont tout à fait analogues. Pour une contrainte donnée, supérieure à 0 kPa, les écarts-types sont inférieurs à 0,11 %, résultat en accord avec ceux obtenus pour le modèle 1/120. Les essais à surface libre présentent la plus forte variation avec un écart-type de 0,28 %. Force est de constater que les résultats obtenus pour le sol à surface libre avec ce modèle réduit varient beaucoup moins que ceux obtenus pour le modèle 1/120. Ce modèle, plus rigide, présente donc de meilleurs résultats pour les essais à surface libre. L’ensemble des valeurs obtenues pour la première fréquence propre sont récapitulées dans le Tableau 4.3 (page 164).

154 M260

Figure 4.5 - Evolution de la première fréquence propre du modèle 1/60 en fonction de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ appliquée au

massif de sable  Evaluation de la rigidité KL

Les courbes force-déplacement relatives aux essais de chargement latéral sont présentées sur les Figures 4.6 (a) et (b), correspondant respectivement à la charge et à la décharge du massif de sable. De même que pour le modèle 1/120, pour une contrainte 𝜎𝑉′ donnée, le premier cycle de charge n’est pas

pris en compte dans l’évaluation de la rigidité KL puisque le sol, dans son état initial, est beaucoup moins

rigide par rapport aux autres cycles. Les valeurs de la rigidité KL correspondant à la moyenne des deux

cycles suivants de charge-décharge sont illustrées sur la Figure 4.6 (c) et récapitulées dans le Tableau 4.3 (page 164).

Un écart-type maximal de 5,8 % est obtenu, un résultat analogue à celui obtenu pour le modèle 1/120. Par ailleurs, la valeur de la rigidité KL est multipliée par 3 entre l’essai à surface libre et celui à 200 kPa,

variation légèrement inférieure à celle obtenue pour le modèle 1/120. Il existe un facteur 10 entre les valeurs obtenues pour le modèle 1/120 et pour le modèle 1/60.

155

Figure 4.6 – Modèle 1/60 : (a) courbes force-déplacement pour une valeur croissante de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ ; (b)

courbes force-déplacement pour une valeur décroissante de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ ; (c) évolution de la rigidité KL en

fonction de la contrainte verticale 𝜎𝑉′

 Evaluation de la rigidité KR

Pour les essais de moment appliqué en tête de la fondation, les courbes moment-angle de rotation sont présentées sur la Figure 4.7. Lors de ces essais, la rotation du pieu est très faible, de l’ordre de 3·10-4 _{rad soit environ 0,017°. La précision de l’inclinomètre utilisée étant de 0,002°, comme on l’a}

souligné dans le chapitre 3 (partie 3.1.1.), les mesures réalisées sont fiables. Néanmoins, l’angle de rotation étant très faible, cela se traduit sur la Figure 4.8 et le Tableau 4.3, par une plus grande variabilité des résultats dans l’évaluation de la rigidité KR.

Figure 4.7 – Modèle 1/60 : courbes moment – angle de rotation pour différentes contraintes appliquées au massif de sable

156

Figure 4.8 - Evolution de la rigidité KR en fonction de la contrainte verticale 𝜎_𝑉′

appliquée au massif de sable pour le modèle 1/60

En effet, un écart-type allant jusqu’à 15 % a été obtenu contre 4,6 % pour le modèle 1/120. Cet écart est directement lié aux faibles rotations du pieu, plus difficiles à mesurer avec l’inclinomètre. La rigidité KR est multipliée par 1,64 entre l’essai à 10 kPa et celui à 200 kPa. Ces résultats sont cohérents avec

ceux obtenus pour le modèle 1/120 où un facteur de 1,33 a été mesuré. De même que pour la rigidité KL,

un facteur 10 existe entre la rigidité KR du modèle 1/120 et celle du modèle 1/60.

1.1.3. Répétabilité globale des essais

Dans le chapitre 3, la répétabilité des essais a été présentée à partir de deux résultats par type d’essais. Afin d’avoir un aperçu plus global de la répétabilité des essais, les résultats des essais suivants sont considérés :

- série d’essais (KL, KR et fréquence propre) lors de la charge et de la décharge de la contrainte

verticale effective sur le massif de sable M160 ;

- série d’essais (KL, KR et fréquence propre) réalisée sur deux massifs de sable M160 et M260. Pour

des raisons de lisibilité, seuls les résultats liés à la décharge des massifs sont présentés, les résultats lors de la charge étant similaires.

Dans le chapitre 3, on a montré que, quel que soit l’essai considéré (KL, KR ou fréquence propre), des

résultats analogues sont obtenus lors de la charge et la décharge du massif de sol. Les résultats relatifs à ces essais sont présentés sur les Figures 4.9 (a), (b) et (c). Ces résultats servent donc de base pour discuter de la répétabilité des essais. La deuxième série d’essais correspond ainsi à l’étude de la répétabilité de ces essais, soit une série d’essais identique pour deux massifs de sable distincts. Les résultats obtenus sont présentés sur les Figures 4.9 (d), (e) et (f).

En considérant l’évaluation de la rigidité KL, un écart moyen de 7 % est obtenu entre les courbes de

157

pour l’évaluation de KR, un écart moyen de 10 % est obtenu entre les courbes de charge/décharge contre

5,5 % pour des essais de répétabilité. Pour la fréquence propre seulement, un écart moyen plus important est obtenu pour les essais de répétabilité : 1,2 % contre 0,46 % lors des essais de charges/décharges. En conclusion, des écarts similaires, voire inférieurs, ont été obtenus lors des essais de répétabilité, par rapport aux essais de charge/décharge. Il existe donc une répétabilité satisfaisante pour ces trois essais.

(d) (e) (f)

Figure 4.9 - Comparaison d'essais identiques sur le massif M160 entre charge et décharge de la contrainte verticale effective

(a) KL, (b) KR et (c) fréquence propre ; Comparaison d'essais identiques lors de la décharge des massifs M160 et M260 (d) KL,

(e) KR et (f) fréquence propre

1.1.4. Evaluation de la fréquence propre à partir des rigidités KL et KR

La première fréquence propre des modèles réduits peut être calculée en utilisant le modèle d’Adhikari et Bhattacharya (2012) [69], présenté dans le chapitre 1 (partie 4.2), combiné aux valeurs des rigidités KL et KR évaluées expérimentalement. Les valeurs moyennes des rigidités KL et KR définies dans le

Tableau 4.3 (page 164), ont été considérées. Les résultats obtenus à partir de cette méthode, nommée A3, sont illustrés sur la Figure 4.10 pour les deux modèles réduits. Les valeurs correspondantes sont récapitulées dans le Tableau 4.3 (page 164).

158

La première fréquence propre est sous-estimée par cette méthode expérimentale (notée A3) et ce, quelle que soit la contrainte verticale appliquée au massif, pour les deux modèles réduits. L’erreur relative moyenne est de 6,9 % pour le modèle 1/120 et de 5,7 % pour le modèle 1/60. La sous-estimation de la fréquence propre est en lien direct avec l’emplacement des capteurs de déplacement et de rotation. En effet, en raison de l’encombrement engendré par la baudruche et le couvercle venant fermer le massif de sol, les capteurs ne sont pas placés à la surface du sable, mais à quelques centimètres au-dessus, comme illustré dans le Tableau 4.1. La rigidité sol-pieu est donc sous-estimée, entrainant ainsi une sous- estimation de la fréquence propre.

(a) (b)

Figure 4.10 - Evolution de la fréquence propre en fonction de la contrainte verticale 𝜎𝑉′ appliquée au massif de sable et

estimation à l’aide de la méthode A3 pour les modèles réduits : (a) 1/120 et (b) 1/60

Afin d’évaluer l’efficacité de cette méthode expérimentale (A3), les résultats présentés dans cette partie sont comparés à ceux obtenus à l’aide de méthodes existantes. Par ailleurs, deux méthodes sont proposées pour améliorer l’évaluation de la fréquence propre à partir des résultats expérimentaux présentés dans cette partie. L’ensemble de cette étude est proposé dans la section suivante.

159

1.2. Méthodes existantes et méthodes innovantes proposées pour l’évaluation de la

fréquence propre à partir des rigidités K

L

et K

R

Dans cette partie, l’évaluation de la fréquence propre par la méthode expérimentale A3 est comparée dans un premier temps aux deux méthodes analytiques proposées par Adhikari et Bhattacharya (2012) [69]. Dans un second temps, deux méthodes basées sur les essais de chargement latéral et de moment de flexion sont développées afin d’améliorer les résultats obtenus avec la méthode A3. Enfin, une méthode numérique, A4, reposant sur un modèle aux éléments finis utilisant le logiciel Abaqus, est présentée. Un bilan de l’ensemble de ces méthodes, récapitulées dans le Tableau 4.2, est présenté en conclusion.

Tableau 4.2 - Récapitulatif des méthodes considérées

A1 méthode analytique, Eurocode 8 [71] A3 méthode expérimentale A2 méthode analytique, Adhikari et Bhattacharya (2012) [69] A4 méthode numérique

1.2.1. Evaluation des méthodes existantes

Comme on l’a introduit dans la partie 4 du chapitre 1, Adhikari et Bhattacharya (2012) [69] proposent trois méthodes afin d’évaluer les rigidités KL et KR : deux méthodes analytiques (notées ici A1 et A2) et

une méthode expérimentale (A3) dont les résultats ont été présentés dans le paragraphe précédent. Ces méthodes analytiques proposent une évaluation directe des coefficients de raideur permettant de calculer ensuite la fréquence propre de la structure. L’ensemble des résultats présentés dans cette partie est récapitulé dans le Tableau 4.3 (page 164).

La méthode A1, présentée dans le chapitre 2 (partie 2.1.2), correspond à l’évaluation des raideurs à partir de l’Eurocode 8. Comme souligné dans le second chapitre, cette méthode propose un calcul des rigidités en fonction de trois types de sol. Les rigidités KL et KR ainsi que la fréquence propre de la

structure, ont été évalués en considérant ces trois types de sol. Les résultats obtenus sont présentés sur la Figure 4.11 pour les deux modèles réduits. L'écart-type de chaque courbe pour la méthode A1 est calculé à partir des différents résultats obtenus pour les trois types de sols.

La méthode A2 correspond à la méthode développée par Adhikari et Bhattacharya où les rigidités KL

et KR sont définies en fonction du coefficient de réaction k et d’une longueur critique Lc. Le coefficient

de réaction est déterminé directement à partir d’abaques présentées dans les guides de référence, où k est une fonction du module d’Young du pieu Ep et du module de cisaillement du sol G telle que :

𝑘 ≈ 10𝐺 (𝐸𝑝 𝐺)

−0,14

(4.1) La longueur critique est définie comme une fonction du module d’Young du pieu Ep, du moment

quadratique de la section Ip et du coefficient de réaction k telle que :

𝐿𝑐 = 4 (

𝐸𝑝𝐼𝑝

4𝑘 )

1/4

160

Les rigidités KL et KR sont ensuite calculées à partir de l’équation (1.43) définie dans le chapitre 1 (partie

4) et rappelée ci-dessous : { 𝐾_𝐿= 𝑘𝐿𝑐 4√2 𝐾𝑅 = 𝑘 √2( 𝐿𝑐 4) 3 (4.3)

L’ensemble des résultats obtenus pour cette méthode A2 sont introduits dans la Figure 4.11 pour les

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