3. Simulations num´eriques de structures Capacit´e portante, fissuration
2. Validation mod´elisation Grandeurs globales et locales 1. Donn´ees exp´erimentales
- comportement global : flexion 4 points ; - fissuration : CIN ;
- toron : fibres optiques.
2.1. Interface acier-b´eton
Exp´erimentation : - essais d’arrachement ; - traction tirants longs.
Instrumentation : - b´eton : CIN ;
- armatures : fibres optiques.
Mod´elisation : - zone d’interface 3D ; - comportement plastique. 2.2. Interface toron-structure Exp´erimentation : - essais d’arrachement. Exigences : - confinement passif ; - comportement coulis. Mod´elisation : - zone d’interface 3D ; - comportement plastique.
2.3. Comportement hydro-m´ecanique du b´eton
Exp´erimentation : - propri´et´es m´ecaniques ; - d´eformations di↵´er´ees.
M´ecanique :
- mat´eriau ´elasto-endommageable ; - r´egularisation en ´energie de fissuration.
D´eformations di↵´er´ees : - retrait de dessiccation ;
Chapitre 2
Comportement expérimental de poutres
précontraintes
Ce chapitre expose l’initiation de la démarche globale proposée dans ce manuscrit. Six poutres précontraintes sont testées en flexion 4 points. Le comportement global (capacité portante) et le comportement à la fissuration des structures sont étudiés. L’apport d’une précontrainte adhérente ou non-adhérente, couplé à un taux d’armatures passives addi-tionnelles, est mis en évidence expérimentalement. Les résultats expérimentaux obtenus peuvent aussi être confrontés aux résultats analytiques. Ils permettent de définir une riche base de données expérimentales pour la suite de l’étude.
2.1 Introduction
Dans le contexte des centrales nucléaires françaises, l’enceinte de confinement interne, armée et précontrainte, est dimensionnée pour résister à un accident de type APRP. Cet accident est synonyme d’une élévation de pression interne de 0.5 MPa et d’une éléva-tion de température interne d’environ 150 degrés Celsius. En accord avec la géométrie circulaire de la structure, et avec la présence d’un dôme sphérique en partie supérieure, l’élévation de pression interne induit principalement un état de bi-traction en partie cou-rante (contraintes ‡◊◊et ‡zz). Le dimensionnement de la structure s’effectue sur les sections d’acier passif et de précontrainte, avec comme objectif de limiter et contrôler la fissuration provoquée par ce chargement mécanique.
Expérimentalement, et en accord avec le contexte structurel visé, un chargement de trac-tion directe sur structure a été tout d’abord envisagé, afin de rendre compte de la solli-citation réelle de l’enceinte de confinement. Des essais de ce type ont déjà été menés en laboratoire par le passé sur des spécimens de grandes dimensions [Mivelaz, 1996] [Nahas et al., 2014]. Néanmoins, la mise en œuvre du chargement de traction reste très com-plexe : contrôle simultané des vérins hydrauliques, transfert de la sollicitation des vérins vers le spécimen. Un choix plus pragmatique a par la suite été porté sur un chargement de flexion 4 points sur poutres précontraintes. Cette sollicitation permet d’obtenir une zone à moment constant sans efforts tranchants entre les deux points d’application d’effort. La fissuration provoquée par le chargement mécanique peut ainsi s’initier en fibre inférieure de façon aléatoire dans cette zone et se propager en mode I à la verticale. L’étude de l’évolution de la fissuration des spécimens peut être ainsi corrélée au dimensionnement de précontrainte et d’armatures passives additionnelles.
Pour étudier simultanément l’impact mécanique du type de précontrainte et du taux d’armatures passives, six poutres armées précontraintes sont testées en flexion 4 points. Les dimensions retenues sont une section de 0.22 x 0.3 m2 et une longueur de 3 m dans un souci de relative facilité de mise en oeuvre et de test. La distance entre appuis est choisie égale 2.5 m avec une zone à moment constant de 1 m (entre les points d’application d’effort). La géométrie générale des six spécimens est présentée sur la figure 2.1 et la figure 2.2. F/2 1.5 m 0.25 m 9 * 0.10 m 0.10 m
Fig. 2.1 Géométrie longitudinale des poutres précontraintes testées (représentation demi-poutre).
0.22 m 0. 3 m 0. 225
m Aciers passifs sup´erieurs = 8 mm
Cadres = 8 mm
Gaine de pr´econtrainte = 50 mm Toron, S = 150 mm2
e = 2.5 cm
Aciers passifs inf´erieurs l
Fig. 2.2 Géométrie de la section transversale des poutres précontraintes testées. Les spécimens diffèrent par la nature de la précontrainte et par la section d’armatures pas-sives additionnelles en fibre inférieure. Quatre poutres sont précontraintes par un unique toron gainé graissé (TGG), couplé à un taux d’armature croissant. Deux poutres sont, pour comparaison, précontraintes par un unique toron adhérent (TA). Leur dénomination et descriptif sont présentés dans le tableau 2.1.
Dénomination Précontrainte Section d’acier passif fibre inférieure
TA - D8 toron adhérent TA 3 HA8 = 151 mm2
TGG - D8 toron gainé graissé TGG 3 HA8 = 151 mm2
TGG - D10 toron gainé graissé TGG 3 HA10 = 236 mm2
TA - D12 toron adhérent TA 3 HA12 = 339 mm2
TGG - D12 toron gainé graissé TGG 3 HA12 = 339 mm2
TGG - D14 toron gainé graissé TGG 3 HA14 = 462 mm2
Table 2.1 Dimensionnement des poutres précontraintes testées.
Des cadres transversaux sont disposés dans les zones d’efforts tranchants (Figure 2.1). Afin d’éviter une localisation définie de la fissuration dans la zone à moment constant, seul un cadre transversal est disposé dans cette zone en section centrale, servant simplement à assurer la stabilité de la cage de ferraillage lors du coulage du béton.
Le toron est placé au sein d’une gaine de précontrainte en feuillard d’acier (Figure 2.2) de faible raideur en flexion. La gaine est injectée au coulis de ciment après mise en tension du câble. L’injection assure l’adhérence du toron avec la structure dans le cas d’une précontrainte dite adhérente. Par l’utilisation d’un toron gainé graissé, l’injection, en contact avec la gaine plastique du TGG, restreint le déplacement transversal du câble sans empêcher son mouvement axial.
La contrainte initiale dans le toron est imposée à ‡ini
p = 100 MPa sur les six poutres précontraintes. Cette valeur est relativement faible par rapport à la capacité de mise en tension des torons T15S à 1500 MPa environ. Cependant, avec comme objectif d’étudier
valeur est ici justifiée. De plus, en lien avec la capacité maximale de chargement du vérin hydraulique utilisé (250 kN), un faible niveau de précontrainte initiale permet de ne pas maximiser le comportement élastique des structures et permet ainsi de différencier les phases successives de dégradations ultérieures (phases de fissuration du béton en traction, de plastification des aciers passifs inférieurs et de rupture).