Rôle de l'enrobage de béton et effet des fibres métalliques sur le comportement des poteaux en béton confiné à haute performance

(1)

UNIVERSITE DE SHERBROOKE

Faculte des sciences appliquees

Departement de genie civil

ROLE DE I/ENROBAGE DE BETON ET

EFFET DES FIBRES METALLIQUES SUR LE

COMPORTEMENT DES POTEAUX EN BETON

CONFINE A HAUTE PERFORMANCE

Memoire de maitrise es sciences appliquees Specialite : genie civil

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nnick LA^GLOIS

Sherbrooke (Quebec) CANADA Mars 1996

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Resume

Le present memoire rend compte d'une etude experimentale sur Ie role de 1'enrobage de beton et 1 effet des fibres metalliques a 1'endroit du comportement de 16 poteaux de grandes dimensions sollicites en compression uniaxiale concentrique. Les specimens out ete fabriques a partir de betons a haute performance (BHP) de 60 a 120 MPa, hautement confines par des etriers rectangulaires. Les variables a 1'etude dans ce programme experimental sont : la

presence de 1'enrobage de beton, la hauteur des specimens, la presence de supports servant a

retenir Penrobage de beton, et la quantite volumetrique de fibres metaUiques dans Ie beton. Le comportement des poteaux de BHP est caracterise par 1'ecaillage soudain de 1'enrobage de beton. Les denses cages d'arraature et Ie retrait diflFerentiel du beton entrainent 1'appari-tion de plans de faiblesse au pourtour de la cage d'armature. L'enrobage de beton est ainsi ideaUse par une serie de plaques. Par consequent, en fonction des proprietes geometriques des plaques et de la resistance du beton, il est possible que la contrainte critique de flambage des plaques soit atteinte avant la contrainte maximale de compression, menant ainsi a une rupture soudaine de 1'enrobage par instabilite. La presente etude propose done de limiter la contrainte maximale dans Ie beton non confine de Penrobage a la plus faible valeur entre la contrainte critique de flambage et la contrainte theorique maximale prescrite par 1'ACI, qui est de 0,85,^. La prediction de cette contrainte a ete effectuee sur 32 specimens. Une erreur de 5,05 % a ete obtenue avec la methode proposee, comparativeraent a une erreur de 9,28 %, en utilisant une limite de 0,85,^ dans tous les cas.

La rupture soudaine de 1 enrobage influence la charge maximale atteinte dans Ie beton

confine des specimens. L'importante charge supportee par Ie recouvrement de beton lors de sa rupture est transferee instantanement au noyau confine du poteau, I'endonunageant prematurement et Pempechant d'atteindre sa resistance prevue.

II est possible d empecher Ie flambage de Penrobage des poteaux de BHP en ajoutant au melange de beton une quantite volumetrique de fibres metalliques aussi faible que 0,25%. Pour les trois quantites volumetriques de fibres testees (0,25, 0,50 et 1,0 %), les resultats out demontre que la contrainte a laquelle Ie recouvrement de beton cede depasse la contrainte theorique prevue (0,85,^) et croit en fonction du pourcentage de fibres. En evitant une

rup-ture soudaine de 1'enrobage, Ie transfert de la charge soutenue par Ie recouvrement vers la

partie confinee du poteau s'efFectue graduellement. Ced permet au specimen d'atteindre sa

resistance anticipee. De plus, on a observe que la charge maximale soutenue par Ie beton

confine croit en fonction du pourcentage de fibres. En ce qui concerne la ductilite et la tena-cite des specimens avec fibres, il semble que Peffet des fibres soit benefique seulement lorsque utilisees conjointement avec de I'acier transversal de haute resistance (800 MPa).

Le modele de prediction developpe par Cusson (1993a) ne permet pas de predire adequa-tement Ie comporadequa-tement des specimens avec fibres metalliques. A partir des six poteaux avec fibres testes, des ajouts au modele original de Cusson sont proposes. Cependant, a cause du nombre restreint de specimens, ceci ne represente qu'un point de depart dans la prediction du comportement des specimens avec fibres metalliques.

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Abstract

This report presents an experimental study on the action of the concrete cover and the effect of steel fibres on the behaviour of 16 large-scale columns under concentric loading. The specimens were built with high-strength concrete (HSC), ranging from 60 to 120 MPa, and highly confined by rectangular ties. The variables under study were the presence of a concrete cover, the height of the specimens, the presence of supports to hold the concrete cover, and the amount of steel fibres in the concrete mix.

The behaviour of HSC columns is characterized by the sudden spaUing of the concrete cover. The high density of the steel cages and the differential shrinkage of the concrete cause weakness planes to appear around the steel cage. The concrete cover is thus modelled as a series of plates. Therefore, depending on the geometry of the plates and the concrete strength., it is possible that the critical buckling stress of the plates is reached before the maximum concrete resistance, thereby leading to a sudden buckling failure of the concrete cover. The present study proposes to limit the allowable maximum stress of the unconfined concrete cover by the least of the critical buckling stress and the theoretical maximun stress of 0,85,^, as prescribed by the ACI. This failure stress has been predicted on 32 large-scale specimens. An error of 5.05% was obtained with the proposed method, as compared to an error of 9.28%, calculated by limiting the maximum unconfmed concrete stress at 0.85jf^ in all cases.

The sudden failure of the concrete cover influences the value of the maximum load sus-tained by the confined concrete of the columns. The important load carried by the concrete cover, at the moment of its rupture, is transferred instantly to the confined core of the spe-cimens, damaging it prematurely and preventing it from reaching its expected load.

It is possible to prevent the concrete cover from buckUng by adding to the concrete mix a volumetric amount of steel fibres as small as 0.25%. The results have shown that, for the three volumetric amounts of steel fibres tested (0.25, 0.50 et 1.0%), the failure stress of the concrete cover is higher than the theoretical expected stress (0.85jf^), and that it increases with the amount of steel fibres. By avoiding a sudden rupture of the cover, the load sustained by the concrete cover is gradually transferred to the confined core. This allows the specimens to reach their anticipated carrying load. Furthermore, it was observed that the maximum load sustained by the confined concrete increases with the amount of steel fibres. Regarding the ductility and the toughness of the fibre-reinforced concrete specimens, it appears that

the effect of the steel fibres is beneficial only with high-strength steel ties (800 MPa).

The confinement model developed by Cusson (1993a) is not accurate for the prediction of the behaviour of high-strength, fibre-reinforced concrete columns. From the six fibre-reinforced columns tested, modifications to the original model are proposed. However, because of the small number of high-strength fibre-reinforced concrete specimens tested, this study repre-sents only a starting point in the prediction of the behaviour of these types of columns.

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Remerciements

Les essais du present programme experimental out ete effectues dans les laboratoires de structures du departement de genie civil de PUniversite de Sherbrooke. Le ciment a ete fourni par Lafarge Canada et Ciraent St-Laurent. Les fibres metaUiques utilisees etaient une gracieusete de monsieur Denis Allard de Beton Quebec.

Je tiens a remercier Ie directeur de ce projet de recherche, monsieur Patrick Paultre, professeur au departement de genie civil de PUniversite de Sherbrooke, pour son expertise,

ses critiques construct! ves, sa patience et son soutien financier.

Mes sinceres reraer elements vont egalement a Daniel Cusson pour Ie partage genereux de son savoir, pour son temps, ses conseils et son interet concernant ce projet.

J'aimerais remercier messieurs Laurent Thibodeau et Clement Reynolds pour leur soutien technique, leur conseils pratiques ainsi que leur disponibilite. De plus, je tiens a souligner Passistance fournie par Frederic Legeron, etudiant de 3e cycle a 1'Universite de Sherbrooke, lors des tests et de la fabrication des specimens.

Je desire aussi remercier madame Lise Dutrisac, secretaire du groupe de structures du

departement de genie civil a PUniversite de Sherbrooke, pour ses reconunandations et conseils

dans la redaction de ce memoire.

Finalement, des remer elements tres particuliers s'adressent a Stephanie, pour sa patience

et ses encouragements.

(5)

Table des matieres

1 Introduction 1

1.1 Comportement des poteaux de beton a haute performance ... 1

1.1.1 Problemes relies a Penrobage de beton ... 3

1.1.2 Revue des recherches experiment ales traitant des observations reliees a Penrobage de beton ... 7

1.2 Proprietes du beton renforce de fibres metalliques ... 9

1.2.1 Reponse du beton et resistance maximale ... 10

1.2.2 Module elastique ... 11

1.3 Problematique et objectifs ... 12

1.4 Plan et presentation de la recherche ... 13

2 Programme experimental 14 2.1 Specimens testes ... 14

2.2 Proprietes des materiaux ... 19

2.2.1 Beton ... 19

2.2.2 Armature ... 24

2.2.3 Fibres metaUiques ... 26

2.3 Instrument ation et methode d experimentation ... 26

3 Resultats experiment aux et interpretation 28 3.1 Comportement de Parmature longitudinale ... 32

3.2 Comportement du beton ... 32

3.3 Comportement des specimens sans fibres ... 33

3.3.1 Comportement du beton a 1'ecaillage de Penrobage ... 33

3.3.2 Comportement du beton apres 1'ecaillage de Penrobage ... 37

3.4 Comportement des specimens avec fibres ... 43

3.4.1 Comportement du beton a 1 ecaillage de Penrobage ... 43

3.4.2 Comportement du beton apres 1'ecaillage de Penrobage ... 47

3.5 Comportement de Parmature transversale ... 50

3.6 Analyse statistique de PefFet des variables testees ... 50

3.6.1 Longueur de Penrobage de beton ... 54

3.6.2 Presence de Penrobage de beton ... 54

3.6.3 Presence de supports metalliques ... 55

3.6.4 Ajout de fibres metaUiques ... 55

4 Prediction des courbes de reponse 56 4.1 Prediction des courbes de reponse des specimens sans fibres ... 56

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TABLE DES MATIERES v

4.2 Prediction des courbes de reponse des specimens avec fibres ... 67

4.2.1 Modification du modele original de Cusson ... 67

5 Conclusions et recommandations 74 5.1 Conclusions ... 74

5.2 Recommandations pour recherches futures ... 75

A Dimensionnement de Parmature laterale 81 A.l Revue des principales regles de dimensionnement de Parmature laterale des Codes ACI et ACNOR ... 81

B Modele de confinement de Cusson 84 B.l Pression de confinement effective ... 84

B.2 Indice de confinement efFectif ... 86

B.3 Gains de resistance, de deformation, et de ductilite ... 87

B.4 Determination de la contrainte dans les etriers ... 90

(7)

Liste des figures

1.1 Capacite relative du beton des specimens avant 1'ecaillage de 1'enrobage .... 5

1.2 Facteurs causant 1'ecaiUage precoce de 1'enrobage de beton des poteaux en BHP (adaptee de Collins et aL, 1992) ... 6

1.3 Flambage de 1 enrobage de beton ... 7

2.1 Dimensions des specimens testes et instrument ation ... 15

2.2 Dimensions des specimens a hauteur reduite et instrument ation ... 17

2.3 Courbes contrainte-deformation de cylindres de beton typiques ... 23

2.4 Courbes contrainte-deformation de cylindres de beton typiques pour diffe-rentes quantites volumetriques de fibres metaUiques ... 23

2.5 Courbes contrainte-deformation des barres d'armature ... 25

2.6 Fibre metallique de type 4080 ... 26

3.1 Effet de Fecaillage de 1'enrobage de beton sur I'aligneiaent de la charge axiale . 29 3.2 Courbes de la charge totale vs la deformation axiale des poteaux a hauteur reduite ... 29

3.3 Courbes de la charge totale vs la deformation axiale des poteaux testes avec supports metaUiques ... 30

3.4 Courbes de la charge totale vs la deformation axiale des poteaux sans enrobage de beton ... 30

3.5 Courbes de la charge totale vs la deformation axiale des poteaux avec fibres de la serie 4 ... 31

3.6 Courbes de la charge totale vs la deformation axiale des poteaux avec fibres de la serie 5 ... 31

3.7 Definition de la charge supportee par Ie beton ... 33

3.8 Courbes de la charge axiale dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux de hauteur reduite de la serie 5 ... 36

3.9 Courbes de la charge axiale dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux de hauteur reduite de la serie 6 ... 36

3.10 Capacite relative du beton des specimens avant 1 ecaillage de 1 enrobage .... 38

3.11 Courbes de la charge relative sur Ie beton vs la deformation axiale des poteaux avec et sans enrobage des series 5et6. ... 41

3.12 Courbes de la charge relative sur Ie beton vs la deformation axiale des poteaux avec et sans enrobage des series 7et8. ... 41

3.13 Courbes de la charge axiale dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux 5D,6D,5D2et6D2.. ... 42

3.14 Courbes de la charge relative sur Ie beton vs la deforrnation axiale des poteaux 5D,6D,5D2et6D2.. ... 42

(8)

LISTE DES FIGURES vii

3.15 Courbes de la charge relative sur Ie beton vs la deformation axiale des poteaux

5B, 5D, 5BL et 5DL ... 44

6B, 6D, 6BL et 6DL ... 44

3.17 Courbes de la charge axiale dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux

avec fibres de la serie 4... 46

3.18 Courbes de la charge axiale dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux

avec fibres de la serie 5 ... 46

avec fibres de la serie 4... 48

3.21 Courbes de la contrainte dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux

avec fibres de la serie 4... ... 51

3.22 Courbes de la contrainte dans Ie beton vs la deformation axiale des poteaux

4.1 Modelisation de Penrobage de beton pour Ie calcul de la contrainte critique de

flambage /cr ••••••••••••••••••••••••••••••••••••• 57

4.2 Comparaison des courbes obtenues pour Ie specimen 5B pour trois methodes

d evaluation du premier sornmet P^ ... 61

4.3 Prediction du comportement du beton des poteaux de la serie 1 testes par

Cusson (1993) ... 61

Cusson (1993) ... 62

Cusson (1993) ... 63

Cusson (1993) ... 64

Cusson (1993) ... 65 4.11 Prediction du comportement du beton des poteaux de la serie 5 ... 65 4.12 Prediction du comportement du beton des poteaux de la serie 6 ... 66

4.13 Prediction du comportement du beton des poteaux sans enrobage de beton . . 66 4.14 Prediction du comportement du beton des poteaux avec fibres de la serie 4

avec Ie modele original de Cusson ... 68

4.15 Prediction du comportement du beton des poteaux avec fibres de la serie 5

avec Ie modele original de Cusson ... 68

4.16 Facteur de correction en fonction du pourcentage de fibres pour la contrainte

(9)

LJ5TE DES FIGURES viii

4.17 Facteur de correction en fonction du pourcentage de fibres pour la deformation

a la contrainte maximale du beton confine ... 70

4.18 Facteur de correction en fonction du pourcentage de fibres pour la ductilite du

beton confine ... 71

4.19 Prediction du comportement du beton des poteaux avec fibres de la serie 4 .. 73 4.20 Prediction du comportement du beton des poteaux avec fibres de la serie 5 .. 73

B.l Representation de la formation d arches dans Ie beton confine ... 86 B.2 Effet du confinement sur la contrainte maximale du beton ... 88

B.3 EiFet du confinement sur la deformation a la contrainte maximale du beton . . 89

B.4 Effet du confinement sur la ductiHte du beton ... 89

B.5 Courbe analytique proposee pour Ie beton confine a haute performance .... 92

(10)

Liste des tableaux

1.1 Resultats experimentaux obtenus par Cusson (1993) ... 4

2.1 Description des specimens testes par Cusson (1993) ... 16

2.2 Description des specimens testes ... 18

2.3 Composition du beton frais des specimens sans fibres (kg/m3) ... 20

2.4 Composition du beton frais des specimens avec fibres (kg/m3) ... 21

2.5 Proprietes du beton durci ... 22

2.6 Proprietes de 1'acier d armature ... 24

2.7 Lots d'acier utilises pour chaque specimen ... 25

3.1 Resultats experimentaux ... 34

3.2 Deformations et contraintes moyennes dans 1 acier des etriers a P^eiP ... 52

3.3 Resultats statistiques de 1'effet des variables testees ... 53

4.1 Erreurs sur 1 evaluation de la contrainte dans Ie beton au premier sonunet Pp 60

(11)

Liste des symboles

Aggp aire sous la courbe contrainte-deformation du beton confine jusqu'a £c6oc A^y aire sous la courbe contrainte-deforrnation du beton non arme jusqu'a e^ou

Ac section transversale totale du beton

Ace section transversale du noyau de beton delimitee par Ie centre de 1'etrier peripherique Ach section transversale du noyau du poteau delimitee par 1'exterieur de 1'etrier

peripherique (ACI Committee 318, 1989)

Ag section transversale totale du poteau

As section transversale d'une barre d'armature

Ash section transversale totale de Parmature laterale perpendiculaire a une direction principale

Ashx section transversale totale de Parmature laterale perpendiculaire a 1'axe X Ashy section transversale totale de 1 armature laterale perpendiculaire a 1 axe Y Ast section transversale totale de 1 armature longitudinale

b dimension laterale du poteau

c dimension laterale du noyau de beton parallele a une direction principale Cx dimension laterale du noyau de beton parallele a 1'axe X

Cy dimension laterale du noyau de beton parallele a 1 axe Y d diametre d une barre d armature

db diametre d une barre d armature longitudinale

dh diametre d'une barre d'armature transversale dnom diametre nominal d'une barre d'armature

Ec module elastique du beton

Esec module secant du beton confine a la contrainte maximale fc contrainte dans Ie beton

jf^ resistance maximale du beton en compression mesuree sur des cylindres de

150x300 mm

f co resistance maximale du beton non confine en compression dans une membrure fee resistance maximale du beton confine en compression dans une membrure

fcr resistance critique de flambage de Penrobage de beton fh contrainte dans 1 acier d armature transversal

f hoc contrainte dans Pacier d armature transversal a la resistance maximale du beton confine

ft pression laterale nominale appliquee sur Ie noyau de beton fte pression laterale effective appliquee sur Ie noyau de beton

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LISTE DES SYMBOLES xi

fs contrainte dans 1 acier d armature fu resistance ultime de 1 acier d armature

fy limite elastique de Pacier d'armature longitudinal fyh limite elastique de 1'acier d armature transversal

he dimension laterale du noyau de beton delimitee par Ie centre de 1 etrier

peripherique (ACI Committee 318, 1989)

I inertie par metre de largeur de 1'enrobage de beton modelise par une plaque K coefficient de longueur effective de J&ambage de Penrobage de beton

Ke coefficient d'ef&cacite de confinement

k coefBcient affectant la pente de la partie ascendante de la courbe contrainte-deformation analytique proposee

^i coefficient afFectant la pente de la partie descendante de la courbe contrainte-deformation analytique proposee

^2 coefficient aflFectant la courbure de la partie descendante de la courbe contrainte-deformation analytique proposee

k^ facteur de reduction propose par Collins et at. (1992) pour la resistance du

beton non confine dans une membrure

k fee coefficient correcteur de la contrainte maximale du beton confitne en fonction de la quantite de fibres metalliques dans Ie beton kecsoc coefficient correcteur pour la ductilite du beton confine

en fonction de la quantite de fibres metalliques dans Ie beton

kgcc coefficient correcteur de la deformation a la contrainte raaximale du beton confine

en fonction de la quantite de fibres metalliques dans Ie beton L longueur de flambage de 1'enrobage de beton

nb nombre de barres d arrnature longitudinales

rifi nombre moyen de barres d'etriers presentes dans les deux directions principales

P charge axiale supportee par Ie poteau

PQ capacite axiale de la section transversale du poteau PQ^ capacite axiale de la section transversale totale du beton Pace capacite axiale du noyau de beton

Pc charge axiale supportee par Ie beton

PQ charge axiale maximale supportee par la section transversale totale du beton Py charge axiale maximale supportee par Ie noyau de beton

Pmax charge axiale maximale supportee par Ie poteau

Pst charge axiale totale supportee par Parmature longitudinale

s espacement centre-a-centre des etriers s espacement interieur des etriers

i epaisseur de Fenrobage de beton

Vf quantite volumetrique de fibres metaUiques incluse dans un melange de beton w espacement transversal des barres longitudinales adjacentes pour une section

rectangulaire e deformation axiale

£c deformation axiale du beton

£co deformation axiale du beton correspondant a f

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LISTE DES SYMBOLES xii

£^2 deformation axiale du beton du poteau correspondant a P^

£c3oc deformation axiale du beton confine quand la contrainte diminue jusqu a 0,3 fee £csoc deformation axiale du beton confine quand la contrainte diminue jusqu a 0,5 fee ecbou deformation axiale du beton non arme quand la contrainte diminue jusqu'a 0,5 f[ 6cc deformation axiale du beton confine correspondant a fee

£/t deformation de 1'acier d'armature transversal

Chcc deformation de Pacier d'armature transversal correspondant a f^cc

Os deformation de 1 acier d'armature

Csh deformation de 1 acier d'armature au debut du durcissement Cy deformation de Pacier d'armature a la limite elastique v coef&cient de Poisson du beton

pc quantite volumique d'armature longitudinale dans Ie noyau de beton

pg quantite volumique d'armature longitudinale dans la section transversale totale ph quantite volumique d'etriers rectangulaires dans Ie noyau de beton

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Chapitre 1

Introduction

Au cours des vingt dernieres annees, les proprietes du beton out grandement change. En effet, on a pu assister a Papparition des betons a haute performance (BHP). La resistance de ceux-ci surpasse nettement ceUe des betons conventionnels de 30 MPa en atteignant aisement plus de 120MPa. En plus de leur capacite portante accrue, les BHP oflFrent des avantages quant a la resistance aux deteriorations physiques et chimiques, ainsi qu'a la gestion de 1'espace,

a cause de la reduction des sections des elements structuraux. Cependant, 1'augmentation de la resistance des betons araene aussi des caracteristiques moins attrayantes, cororae la

fragilite et Ie manque de ductilite et de tenacite. Ainsi, comparativement a un beton de

resistance conventionnelle, lorsque la fissuration est araorcee, Ie BHP possede une capadte de

deformation tres restreinte et sa rupture est brutale. Par consequent, Ie BHP non confine ofFre

un comportement fragile lorsque soumis a la compression axiale. Les proprietes mecaniques du BHP ne seront pas presentees dans Ie cadre du present ouvrage, etant donne que des rapports

comme ceux du "Committee 363" de I'ACI (1984) et du "Working Group on High-Strengh Concrete" du FIP-CEB (1990) constituent deja d'excellentes references sur ce sujet.

1.1 Comportement des poteaux de beton a haute

per-formance

Le comportement en compression des poteaux de beton ordinaire confines par des etriers

rectangulaires a ete grandement etudie au cours des dernieres annees. H a ete observe qu une

quantite adequate et une bonne distribution de Farmature longitudinale et laterale amelio-raient la ductilite des poteaux tout en apportant un gain de resistance significatif. Des etudes plus detaillees sur ce sujet peuvent etre retrouvees dans Sheikh et Uzumeri (1980), Scott,

(15)

CHAPITREL INTRODUCTION 2

Park et Priestley (1982) et Sakai et Sheikh (1989), pour n'en nommer que quelques-uns. Toutefois, Ie mecanisme de confinement du BHP est moins efficace et moins connu que celui du beton ordinaire. En effet, la documentation scientifique compte peu d'ouvrages traitant du confinement de poteaux de BHP possedant des dimensions laterales de plus de 200 nun

de cote. Les travaux de Cusson et Paultre (1992b; 1993c,d; 1994), Nagashima et at. (1992),

Saatcioglu et Razvi (1993), Nishiyama et al. (1993) en sont les principales references. Bien que ces recherches aient permis de demontrer qu'il est possible d'obtenir un niveau de ducti-lite satisfaisant pour des poteaux de BHP convenablement confine, particuUerement grace a Putilisation d'une quantite adequate d'armature laterale a haute resistance, il n'en deraeure pas moins que la ductilite des poteaux de beton ordinaire identiquement confine est nette-ment superieure. En efFet, la microfissuration interne reduite et Ie module elastique eleve du BHP permettent une expansion laterale tres faible, sous compression axiale. L'ef&cacite du confinement du BHP est par consequent reduite, etant donne que 1'armature de confinement entre en action plus tardivement. L'augmentation de la resistance du beton entraine done une diminution de 1'efficacite du confinement.

En plus de la resistance du beton, plusieurs autres variables influencent 1 efficacite du

confinement. Les paragraphes qui suivent decrivent brievement les effets de quelques-unes d entre eUes.

La quantite d armature transversale est une variable tres importante dans Ie mecanisrae de confinement. EfFectivement, cette quantite influence directement la pression de

confine-ment laterale imposee sur Ie noyau de beton confine. Une pression de confinem.ent superieure

appliquee sur Ie noyau de beton confine resulte done en une meilleure efG.cacite de confine-ment. Ceci permet d'ameliorer Ie comportement du beton confine tant du point de vue du gain de resistance et de deformation qu au point de vue de la ductilite et de la tenacite. Les memes conclusions peuvent etre tirees a propos de la quantite d arraature longitudinale de

meme que pour Pespacement des etriers.

La borne superieure de la pression de confinement appliquee sur Ie noyau de beton confine est determinee par la limite elastique de Parmature transversale. Une meilleure efficacite de confinement peut etre atteinte grace a une pression de confinement superieure appliquee sur Ie noyau de beton. La limite elastique de Parmature transversale semble avoir peu d'effet sur Ie gain de resistance du beton confine. Cependant, 1'augmentation de la limite elastique des etriers permet d'obtenir d'importants gains de deformation, de ductilite et de tenacite.

La configuration d etriers utilisee contribue aussi a ameliorer 1 efilcacite du confinement. En effet, 1 aire transversale de beton effectiveraent confine augmente avec une meilleure

(16)

dis-CHAPITRE1. INTRODUCTION 3

tribution de Parmature longitudinale et transversale autour du noyau de beton. Une aire superieure de beton eiFectiveraent confiLne resulte en une efficacite accrue du confinement.

1.1.1 Problemes relies a Penrobage de beton

Le comportement des poteaux de BHP confine par des etriers rectangulaires est caracterise par un ecaillage soudain de 1'enrobage de beton. Ceci provoque une perte temporaire de capacite axiale avant que Ie confinement lateral ne fasse pleineraent efFet. Etant donne la fragilite du BHP, il est normal que Ie beton non confine de Penrobage cede soudainement sous compression axiale. Cependant, il a ete observe que Ie couvercle de beton eclate a un niveau de charge inferieur a la resistance prevue theoriquement (Cusson et Paultre (1993e), Nishiyama et al. (1993), Saatcioglu et Razvi (1993)). Le tableau 1.1 rapporte certains des resultats

obtenus par Cusson au cours de ses recherches port ant sur Ie confinement des poteaux de

BHP confine par des etriers rectangulaires. Tout comme les specimens testes dans Ie cadre du present ouvrage, les poteaux testes par Cusson (1993) sont des merabrures de 1400mm de hauteur ayant 235mm de cote et possedant un enrobage de beton de 20mm d epaisseur. Les resultats qui nous interessent principalement dans Ie tableau 1.1 sont les valeurs de P^, qui

correspondent aux charges axiales dans Ie beton au moment ou Penrobage de beton se fissure soudainement, et les rapports P^ i/Poci (lul permettent de comparer les charges P^ aux

resistances theoriques correspondantes Poc, calculees selon Ie Code ACI, soit P^^ = 0,85Acj^. On peut voir que les rapports P^/P^varient de 0,82 a 1,00 avec une valeur moyenne de 0,92. Ces faibles valeurs montrent bien que Penrobage de beton tend a se separer prematu-rement du noyau de beton confine empechant ainsi les specimens d atteindre leur resistance

prevue. De plus, on peut remarquer que cette tendance devient plus evidente pour les speci-mens en beton de resistance superieure.

II importe de noter qu'en omettant Ie facteur de reduction de 0,85 dans Ie calcul de PO^, les rapports Pa/Poc varieraient de 0,70 a 0,85. On peut observer a la figure 1.1 les resultats experimentaux de Cusson et Paultre (1993), Nagashima et at. (1992), ainsi que ceux de Saatcioglu et Razvi (1993), qui illustrent la relation entre Ie rapport Pci/Poc-> (ians lequel Ie facteur 0,85 a ete retire, et les facteurs de reduction suggeres par Ie Code americain (ACI

Committee 318, 1989), Ie Code norvegien (Norges Byggstandardiseringsrad NBR, 1989) et

la limite proposee par Ie Code CSA-1994. On constate que Ie Code arnericain suggere un facteur de reduction constant de 0,85 pour Ie calcul de la resistance effective du beton non confine dans une membrure, tandis que Ie Code CSA et Ie Code norvegien proposent un facteur de reduction variant avec la resistance du beton. On peut noter que les resultats

(17)

CHAPITREL INTRODUCTION

Tableau 1.1 Resultats experimentaux obtenus par Cusson (1993)

Spec. Charges axiales f Deformations axiales

max

(kN)

(kNl

(kN)

(°)

1A 4244 0,87 3757 0,86 3665 1,23 0,0029 0,99 0,0033 1,13 0,0054 1,85 1,24 25 1B 4679 0,95 4139 0,94 3879 1,30 0,0025 0,86 0,0048 1,62 0,0119 4,04 3,24 25 1C 4716 0,96 4195 0,96 3743 1,25 0,0022 0,74 0,0047 1,60 0,0114 3,87 2,86 30 ID 5001 0,97 4461 0,97 4152 1,32 0,0029 0,96 0,0057 1,89 0,0145 4,84 3,87 35 1D1 5136 1,39 — — 4596 1,46 — — 0,0060 1,99 0,0180 5,99 5,25 35 ~2A~

2B

2G

2D

^A

3B

3C

3D

-4A-4B

40 4D

^A~

5B

5C

5D

^B

6D

^7B

7D

8B

8D

^657"

4388

4525

4635

4371

4410

4499

4661

4606

4882

4864

4863

4728

5037

5214

5457

5395

5545

4954

4701

4530

4532

0,95 0,88 0,91 0,93 0,88 0,87 0,89 0,92 0,9F 0,96 0,96 0,96 0,88 0,94 0,97 1,02 0,8'T 0,91 ~I,U-1,1T 1,37 1,31

4170

3848

3985

4095

^884

3870

3959

4121

S7G6

4035

4017

4013

3888

4190

4367

4393

4280

4196

3443

3058

2213

2338

0,94 0,87 0,90 0,93 ^86-0,86 0,88 0,91 ^89~ 0,96 0,95 0,95 0,86 0,93 0,97 0,97 0,82 0,82 1,00 1,00 0,93 0,93

3371

3394

3648

3627

2998

3176

3319

3432

3467

3703

3808

4016

3580

3776

3972

4610

^416

4556

^849

3615

3219

3271

Tl2~ 1,12 1,21 1,20 0,98 1,03 1,08 1,12 1,22 1,30 1,34 1,41

"w

1,23 1,30 1,51

^24

1,31

^66

1,74 2,00 1,92 ^,1 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0,1 0, 0, 0, 0, 0, 0, ,0029 ,0023 ,0025 ,0025 ,0028 ,0028 ,0025 ,0027 ,0026 ,0026 ,0028 ,0027 ,0026 ,0028 ,0028 ,0030 ,0033~ ,0029 ,0030 0,0028 ^, 0, ,0034 ,0032

0

0 ^

1 I

1

,97" ,76 ,84 ,83

w

_,91 ,82

^L

w

_,90 ,95 294-,88 ,93 ,93 ,99

ftO

,88 Jo~

z°L

,45" ,43_

0

0 ^

0

,0034 ,0035 ,0036 ,0040 ,0034 ,0034 ,0035 ,0046 ,0033 ,0047 ,0047 ,0064 ,0034 ,0047 ,0068 ,0097 ,0096 ,0089 ,0156 ,0155 ,0321 ,0287

I

1

2 1

1

2

3 ^

2 "5

5 T3

12

,14" ,17 ,20 ,36 ,10^ ,13 ,16 l52-^4" ,62 ,62 220_

x"

,57 ,27 ^3_ ,95 ,n_

7n

,95

w

_,68

^

0

0 ^

0

0 ^

0 70053

,0061 ,0064 ,0105 ,0052 ,0057 ,0059 ,0078 ,0060 ,0132 ,0135 ,0201 ,0100 ,0144 ,0154 ,0281 ,0229 ,0262 ,0313 ,0279 ,0459 ,0455

1

2

3

1

2 ^

4

6

3

4

5

9

7

7 Tl

10 1L9

20 w

_,05 ,13

25L

~w

,88 ,92 ,56

ft4T

,53 ,63 ,89

J4T

,82 ,16 ,41_ ,03 ,98 ^3~ ,70_ ,63 215_ 1, 1, 1, 2, 0, 1, 1, 1, T, 3, 3, 6, 2, 3, 4, 9, ^, 8, ,06 ,37 ,53 ,50 ,97 ,15 ,27 ,86 ,47" ,46 ,65 z02-,09 ,68 ,39 ,44 ,95 ,Q4_

^43

9, 16, 15, ,91 ,66

^L

^0

30

35

30

35

35 w

30

40 ~^

35 ~w

40 T5

45

f^= 0,85^Ac +7yA^ ^,=^0;85yp^ J^= 0,85J^Aec

experimentaux se situent entre les recommandations du Code amencain et ceUes du Code norvegien, demontrant ainsi que 1 enrobage de beton eclate en dessous des valeurs theoriques

suggerees par Ie Code americain. De plus, on peut remarquer que ce phenomene s'accentue

pour des resistances de beton plus elevees. Comme on peut Ie voir sur la figure 1.1, Ie facteur de reduction propose par Ie Code CSA possede une limite superieure de 0,85 et se situe

legerement au-dessus du facteur de reduction norvegien.

Si 1 on observe de plus pres Ie graphique de la figure 1.1, on peut remarquer que les

capacites relatives experiment ales ayant ete obtenues pour des specimens non arraes se situent

ties pres ou au-dessus de 0,85. En efFet, les prismes non armes d'environ 100 MPa, et de dimensions 235x235x470 mm (section identique aux poteaux du present ouvrage), testes par Cusson et Paultre (1993) out demontre des capacites relatives variant de 0,82 a 0,95

(18)

CHAPITREL INTRODUCTION

^

_u <4-1

1,00

0,95

0,90

\<L> r0

?

-b

^ 0,85

ri

^ 0,80

0,75

^ 0,70

^ 0,65

x(L>

^ 0,60

ctf

,& 0,55

u "''

0,50

A A AA < A A < ACI 318, 1989—\ t o . 0 A ,^_-?———_———_—^———».. ^ A 0 ^ ^ <

-^ -^ ~ -

_{^ • ^ • <} ~ ^'^

^. - '^-^ /.

NS 3473, 1989 —/ "^^ ~ "''-^ •'•'

• Poteaux armes de Cusson et Paultre, 1993 ~ A Poteaux armes de Nagashima et aL, 1992

o Poteaux non arm^s de Cusson et Paultre, 1993 A Poteaux non arrn^s de Saatcioglu et Razvi, 1993

> 1 > AA I A A A A t A ^ A ' /— CSA, 1994 ^"~~--a-A.^. A.

0 25 50 75 100 125

150 Resistance en compression du beton, fp (MPa)

Figure 1.1 Capacite relative du beton des specimens avant 1 ecaillage de 1 enrobage de Saatcioglu et Razvi (1993) se situent respectivement a 0,92 et 0,89 pour des resistances de beton de 81 et 124MPa. Ceci demontre bien que 1'application absolue d'un facteur de reduction variable en fonction de f , et qui affecterait la totalite du beton d'un poteau arme, serait douteuse. H semble que la Umite de 0,85 suggeree par Ie Code americain soit toujours valide pour les betons a haute performance et que Ie probleme se situe strictement au niveau

du couvercle de beton. On peut aisement constater ce phenomene par 1'abondance de points

sous la limite de 0,85 pour des resistances de beton elevees, soit de 100 a 120 MPa. Ces points correspondent directement a la resistance a laquelle 1 enrobage de beton des specimens armes

s est rompu.

II semblerait done que Ie beton non confine de Penrobage d'un poteau arme possede un comportement quelque peu different de celui d'un prisme de beton non confine. La figure 1.2 (adaptee de Collins, MitcheU et McGregor, 1992) iUustre deux facteurs pouvant expliquer ce phenomene et ainsi causer un ecaillage precoce de Fenrobage de beton dans les poteaux de BHP. Des contraintes de tension sont induites dans 1 enrobage de beton a cause des differences dans les deformations dues au retrait du noyau de beton impermeable et de 1'enrobage de beton qui retrecit. Ceci est attribuable a la tres faible permeabilite du BHP, qui fait en sorte que seulement les couches exterieures du beton sechent (Fig. 1.2a). De plus, la formation

(19)

CHAPITREL INTRODUCTION

tension dans 1'enrobage fissures autour des barres noyau impermeable enrobage retrecissant

+

^

-^

^

(a) retrait dans 1'enrobage

de beton

(b) presence de barres

restreignant Ie retrait

(c) propagatiou des fissures et

ecaillage de 1'enrobage

Figure 1.2 Facteurs causant 1'ecaiUage precoce de Penrobage de beton des poteaux en BHP

(adaptee de ColUns et al., 1992)

de fissures axiales est causee par la presence des barres longitudinales, qui restreignent Ie retrait de Penrobage de beton (Fig. 1.2b). L'ecaillage premature de 1'enrobage de beton a des contraintes inferieures a la contrainte axiale theorique du beton pourrait resulter de la combinaison de ces deux facteurs (Fig. 1.2c).

Une autre explication plausible pour la rupture prematuree de 1'enrobage de beton repose sur des notions de stabilite. Le confinement adequat des poteaux de BHP requiert 1'utilisation de cages d'armature tres denses, ce qui aurait pour efFet de creer un plan de faiblesse sur Ie pourtour de la cage d'armature, a la frontiere entre Ie beton confine et 1'enrobage de beton du poteau. II est a noter que Ie concept emis plus haut, proposant une propagation des fissures dues au retrait du couvercle, vient accentuer la presence de ces plans de faiblesse. Ainsi, Ie lien entre Penrobage et Ie noyau du poteau se trouve en quelque sorte affaibli et la presence d une charge axiale contribuerait davantage a appauvrir ce lien. Par consequent, il serait adequat de modeliser Ie couvercle de beton en plusieurs plaques independantes reprenant chacune une portion de la charge axiale appliquee au poteau (Fig. 1.3). Etant donne 1'inertie faible de ces plaques et la resistance elevee du beton, il serait possible que la charge theorique de flambage des plaques soit atteinte avant que leur resistance maximale d'ecrasement ne Ie soit. Done, Pecaillage premature de Penrobage de beton serait plutot une question d'instabilite et non

(20)

CHAPITRE1. INTRODUCTION

iUU

longueur de flambage

de Fenrobage de beton

plan de faiblesse cause

par la dense cage d'armature

flambage de Fenrobage

de beton

TTTTT

Figure 1.3 Flambage de Penrobage de beton

1.1.2 Revue des recherches experiment ales traitant des

observa-tions reliees a l?enrobage de beton

Depuis une dizaine d annees, Ie confinement du BHP est devenu un champ de recherche de

grand interet dans Ie domaine des structures. La resistance en compression du beton et la

li-mite elastique des etriers sont deux variables importantes qui viennent s'ajouter a la liste des

variables influengant Ie mecanisme du confinement. De plus, deux nouveaux plienomenes

at-tirent Pattention de certains chercheurs : la separation prematuree et soudaine de 1'enrobage de beton, qui est Ie sujet principal du present ouvrage, et la formation d'un plan de cisail-lement du noyau de beton apres la rupture du specimen. Les paragraphes suivants font etat du premier phenomene qui fut remarque lors de plusieurs travaux menes sur Ie confinement du BHP.

Nishiyama, Fukushima, Watanabe et Muguruma (1993) ont teste 14 poteaux de beton

arme de grand format sous charge axiale concentrique. Les specimens possedaient une section

carree de 250mm de cote et une hauteur de 750mm. La resistance du beton utiUse etait d'environ llOMPa. Us ont remarque que 1'ecaillage de Penrobage de beton s'effectuait de fagon soudaine et qu'il survenait a une contrainte correspondant a 80 % de la resistance des

(21)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 8

cylindres temoins. Cette contrainte est legerement inferieure a celle prevue par Ie Code ACI qui est de 85 % de la resistance d'un cylindre normalise. De plus, ils out aussi note qu'apres la disparition du couvercle de beton, les specimens originalement avec et sans enrobage de beton illustraient Ie meme comportement du point de vue contrainte-deformation.

Sheikh et Uzumeri (1980) out effectue des recherches a PUniversite de Toronto et out teste 24 poteaux de beton arrne de 1960mm de hauteur possedant une section carree de 305mm. de cote et un enrobage de 20 mm d epaisseur. La resistance du beton utilise etait de 30 a 40 MPa. Us ont note que 1 enrobage de beton se comportait comme Ie beton des cylindres temoins et qu'il disparaissait graduellement a une deformation semblable a celle mesuree a la rupture de ces derniers. Cependant, ils soulignent que Ie beton de 1'enrobage peu afficher un

compor-tement inferieur a celui d'un beton non arme a cause de son elancement. Us affirment aussi

que Ie beton du noyau et celui du couvercle possedent des proprietes mecaniques difFerentes. En effet, a cause du coefficient de Poisson, lorsque la deformation longitudinale augmente, la

deformation transversale s'accroit et Ie confinement entre en action. A ce moment, Ie beton

confine du noyau et Ie beton de 1 enrobage subissent difFerents etats de contrainte.

Saatcioglu et Razvi (1993) ont efFectue des essais au laboratoire de structure de 1'Uni-versite d'Ottawa sur 12 poteaux de section carree de 250mm de cote possedant une hauteur de 1500 nun. La resistance du beton utilise lors du programme experimental variait de 81 a 124 MPa et 1 acier transversal employe possedait une resistance de 400, 570 et 1000 MPa.

Deux poteaux de beton pur out ete fabriques et testes sous compression uniaxiale. Les

resis-tances obtenues pour ces specimens se situent a 89 et 92 % des resisresis-tances evaluees lors de tests effectues sur des cylindres correspondants de dimensions 100x300 mm. Ces valeurs sont superieures a la limite prescrite par Ie Code ACI qui est de 85 % de la resistance d'un cylindre.

Dans Ie cas des specimens armes, ils ont reraarque que Ie couvercle de beton eclatait avant

Patteinte de la capacite du poteau. En efFet, a 1'endroit des specimens armes de 124 MPa, Peclatement de Penrobage de beton est survenu a environ 70 % de la charge maximale du

po-teau, ce qui est nettement inferieur a ce qui a ete obtenu a partir des specimens non armes. Us

affirment que les grandes contraintes dans Ie BHP provoquent un eclatement de 1'enrobage, non pas par ecrasement, mais plutot par instabilite. La charge de flambage de 1'enrobage de beton depend des caracteristiques geometriques de la cage d armature qui separe Ie noyau de beton confine et Ie couvercle. Lorsque la cage d'armature est dense, un plan de faiblesse apparait entre les deux couches de beton de proprietes mecaniques differentes. Ceci provoque les conditions necessaires pour un ecaillage premature de Penrobage des poteaux de BHP.

Us mentionnent aussi que ce phenomene est plus apparent pour les specimens de resistance

(22)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 9

Yong, Nour et Nawy (1988) ont teste 24 poteaux armes de petit format de 450mm de

hauteur possedant une section carree de 152mm de cote et, pour certains specimens, un

recouvrement de 10 mm d'epaisseur. La resistance du beton utilise variait de 83,6 a 93,5MPa. Ces chercheurs affirment que la qualite inferieure du beton de 1'enrobage se traduit par un module elastique superieur pour les specimens sans enrobage de beton, comparativement a celui des specimens avec couvercle de beton. Bien que la perte de 1'enrobage de beton ait ete signalee par une reduction soudaine mais faible de la charge totale des specimens, ils ont indique que Ie couvercle de beton ne nuisait pas au comportement du beton confine.

Martinez, Nilson et Slate (1984) out teste 47 poteaux de petit format confines par des spirales circulaires sans armature longitudinale. Seulement huit des specimens possedaient un enrobage de beton. La resistance des melanges de beton variait de 21 a 69 MPa,. Us out signale que, pour des specimens en BHP, la perte de 1 enrobage de beton etait soudaine et

fragile. De plus, une perte de resistance temporaire pouvait etre observee avant la reraontee de la resistance attribuee au confinement.

Cusson (1993) et Cusson et Paultre (1992a; 1993c) ont teste 27 poteaux de grand format de 1400 mm de hauteur possedant une section carree de 250 nun de cote et un enrobage de beton de 20mm d'epaisseur. La resistance du beton des specimens variait de 52,6 a 115,9 MPa. Us ont observe que Ie comportement postpic des poteaux de beton a haute performance est caracterise par Pecaillage soudain de 1 enrobage de beton, menant a une perte temporaire de la capacite axiale. De plus, ils out indique que 1'ecaillage du couvercle de beton etait accelere

par les plans de faiblesse causes par les denses cages d'armature, provoquant ainsi une rupture

de Penrobage de beton par instabilite et non par ecrasement.

On peut noter, d'apres les paragraphes precedents, que Pecaillage premature de 1'enrobage de beton peut etre observe principalement pour des specimens de grand format fabriques avec du BHP d environ 100 MPa et plus. En effet, les recherches effectuees a partir de specimens de petit format, ou fabriques avec un beton de resistance inferieure, ne mentionnent pas ce phenomene. Ceci indique que ce probleme peut etre relie a 1'elancement de 1'enrobage de beton qui, selon la resistance du beton utilise, peut se rompre par flambage. Le present

ouvrage tentera d'eclaircir les causes reliees a ce phenomene.

1.2 Proprietes du beton renforce de fibres metalliques

Le BHP est un materiau fragile, c est-a-dire qu'a 1'atteinte de sa resistance ultime, il se fissure de maniere brutale. Cette propriete du BHP est dif&cilement modifiable. Cependant, il est

(23)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 10

possible, en partie, de controler la propagation des fissures, done d'araeliorer la tenacite du BHP. Pour ce faire, on peut ajouter une quantite de fibres d acier dans la matrice de beton. Neanmoins, on doit mentionner que, pour une quantite de fibres donnee, plus la resistance du beton est elevee, plus 1'amelioration de la tenacite et Ie gain de ductilite seront faibles. Ce comportement a ete observe par Naaman (1985) a partir d'essais en compression.

L'introduction de fibres metalliques a Pinterieur d'une matrice de beton ameliore gran-dement Ie comportement en flexion. Par consequent, Ie beton-fibres est surtout utilise dans des ouvrages tels que les chaussees et les dalles ou une resistance appreciable et une bonne tenacite en flexion sont necessaires. Dans Ie cadre de la presente recherche, Ie but premier de Pajout de fibres metalliques dans la matrice de beton est d'observer leur effet sur Ie compor-tement de 1 enrobage de beton. U sera interessant de verifier si, advenant une rupture par instabilite du couvercle de beton, la presence des fibres metalliques peut contribuer a. enrayer

1 ecaillage premature de Penrobage de beton en Ie retenant adequatement. Par la ncieme

occa-sion, il sera possible d'etudier 1'influence des fibres metaUiques sur la resistance et la ductilite des poteaux de BHP confines par des etriers rectangulaires.

1.2.1 Reponse du beton et resistance maxinaale

L'influence des fibres metalliques sur la resistance maximale du beton a haute performauce et la deformation correspondante ne fait pas 1 unanimite entre les chercheurs.

Ramakrishnan et al. (1989) out effectue une etude a partir d'un beton de 50 MPa possedant un rapport eau/liant de 0,40 dans lequel une quantite volumetrique de 1,0% de diflferents types de fibres d'acier etait introduite. Us out observe des variations de resistance allant de 15 % de moins a 20 % de plus au beton de reference depourvu de fibres. Ceci porte a croire qUe Ie type de fibres utilisees influence de fa^on significative la resistance du beton.

Galvind et at. (1991) out etudie Ie comportement d'un beton de 90MPa dans lequel 10% de fumee de silice etait utilisee en remplacement du ciment. Us ont note une augmentation de 8 a 10 % de la resistance du beton a la suite de 1'introduction de 1,0 % de fibres d'acier. On doit aussi souligner que la proportion des constituants des melanges de beton est demeuree inchangee suite a Pajout de fibres metalliques. De plus, ils out observe une augmentation de la deformation correspondant a la resistance maximale et ce, pour des dosages en fibres de 0,5 et 1,0%.

Taerwe (1992) a observe une legere baisse de resistance dans Ie cas de betons de rapport eau/liant de 0,30 et contenant 0,50 a 0,75 % de fibres. On doit cependant mentionner que la

(24)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 11

granulometrie du melange de reference a ete modifiee pour s'adapter a la presence des fibres

metaUiques. En ce qui concerne la deformation au sommet, 1'auteur n'a pas note de difference

significative.

Ezeldin et al. (1992) out effectue une etude a partir d'un beton de rapport eau/liant de 0,35 possedant une resistance d'environ 80 MPa et dont 10 a 20 % de fumee de silice a ete utilisee en remplacement du ciment. Us out note une baisse rninime de la resistance due a la presence des fibres. De plus, ils out observe une augmentation de la deformation au pic de 15, 30 et 40 % respectivement, pour des quantites volumetriques de fibres de 0,4, 0,6 et 0,8 %.

Balaguru et al. (1992) affirment que 1' augment ation de la resistance du beton est negli-geable pour des dosages en fibres inferieurs a 1,5 %.

Dallaire (1993) n?a pas observe de difference significative a Regard de la resistance de

betons avec ou sans fibres. Les betons utilises dans Ie cadre de ses recherches contenaient

une quantite volumetrique de fibres de 1,0% et avaient une resistance d'environ 100 MPa. En ce qui a trait a la deformation au sommet, une augmentation de 16 % a ete enregistree a Pendroit du beton-fibres.

On peut done voir, selon les etudes menees, que 1'efFet des fibres metalliques sur la re-sistance maximale du BHP est variable. H est probable que la rere-sistance soit influencee par Ie pourcentage de fibres introduites dans Ie melange, mais aussi par Ie type de fibres utilise. Cependant, la majorite des observations recueillies au sujet de la deformation au sommet demontre que 1 a j out de fibres metalliques tend a faire augmenter la deformation correspon-dant a la contrainte maximale dans Ie beton.

1.2.2 Module elastique

Ramakrishnan et cd. (1989) ont note que Ie module elastique d'un melange de beton-fibres variait peu ou etait legerement inferieur a celui d un beton correspondant sans fibres

metal-liques.

Balaguru et al. (1992) ont observe que la variation du module elastique etait negligeable a Regard de betons contenant une quantite volumetrique de fibres inferieure a 1,5 %. Ezeldin et al. (1992) ont, eux aussi, effectue les memes observations.

DaUaire (1993) a note une augmentation de 13 a 17 % du module elastique pour des betons ayant une quantite volumetrique de 1,0 % de difFerents types de fibres. II mentionne cependant

(25)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 12

que ces valeurs out pu etre legerement amplifiees en raison du degre eleve d humidite des

eprouvettes lors des essais.

On peut encore une fois remarquer que les observations efFectuees a partir des diflFerents travaux ne concordent pas de fagon absolue. Ainsi, la variation du module elastique du BHP en fonction de 1 a j out de fibres metalliques requiert un peu plus d'approfondissement.

1.3 Problematique et objectifs

L'utilisation du BHP peut s'averer tres profitable dans Ie cadre de la realisation de gros ou-vrages comme la construction de ponts, de batiments de grande hauteur et de plates-forraes de forage en haute mer. II a en outre ete demontre qu il est possible d'obtenir uu niveau de ductilite plus que satisfaisant en ce qui concerne les poteaux de BHP adequatement confines. Ceci est principalement attribuable a Putilisation d'une quantite suffisante d armature

trans-versale a haute resistance. Done, etant donne sa grande resistance et sa capacite d'absorber

et de dissiper de 1 energie en se deformant de fa9on ductile dans Ie domaine postelastique lorsque convenablement confine, Ie BHP peut constituer un materiau tres utile a 1'endroit

de structures de beton dimensionnees pour resister aux secousses sismiques. Toutefois, la

quantite importante d'acier necessaire au bon confinement des poteaux de BHP entraine inevitablement une augmentation de la densite des cages d'armature utilisees. Ceci conduit au developpement de plans de faiblesses au pourtour de la cage d'armature entre Ie beton

non confine du couvercle et Ie beton confine du noyau, et peut aussi engendrer des problemes relativement a 1 ecoulement du beton lors de sa mise en place. Par consequent, la rupture

prematuree et soudaine de 1 enrobage de beton des poteaux de BHP de grandes dimensions,

rapportee par plusieurs chercheurs, pourrait tres bien trouver sa source dans la densite impo-sante des cages d'armature des poteaux.

La presente recherche tente d'approfondir les connaissances sur Ie confinement du BHP

utilise pour des poteaux rectangulaires charges de maniere concentrique. Les resultats

expe-rimentaux pubUes sur Ie confinement du BHP par des etriers rectangulaires n abondent pas. De plus, les poteaux etudies dans la plupart des projets de recherche sont de taiUe reduite.

Toutefois, comme mentionne auparavant, un phenomene tel que 1 ecaillage precoce du

cou-vercle de beton a ete signale principaleraent dans Ie cas de specimens de grandes dimensions. Ceci demontre bien Ie besoin d efFectuer des essais sur des specimens de grandeur realiste en

plus d'essais sur des specimens reduits.

(26)

CHAPITRE1. INTRODUCTION 13

Penrobage de beton des poteaux de BHP confine par des etriers rectangulaires. L'investigation sera menee principalement sur les raisons provoquant Pecaillage precoce du couvercle de beton et les repercussions possibles de ce phenomene sur la reponse complete des specimens. Des tests subsequents effectues sur des poteaux armes fabriques a partir de melanges de beton-fibres permettront d observer 1'eiFet des fibres metaUiques sur Ie comportement des

membrures. Une attention particuliere sera portee sur la reponse generale des specimens,

c'est-a-dire sur les gains de resistance et de ductilite obtenus ainsi que sur Ie comportement de Penrobage de beton de ces poteaux, a savoir si la presence de fibres metalliques contribuera

a enrayer la rupture prematuree du couvercle de beton. Finalement, Ie comportement de

Penrobage de beton et 1'efFet des fibres metalliques seront integres au modele de confinement de Cusson et Paultre (1993a;b) qui permet de predire la reponse du beton confine selon les

/

differents parametres consideres. Etant donne la particularite des problemes relies a 1 enrobage de beton des poteaux de BHP confine, il importe de bien comprendre ce phenomene afin de pouvoir Ie predire de fa^on satisfaisante.

1.4 Plan et presentation de la recherche

Le chapitre 2 presente Ie programme experimental. On y retrouve la description des specimens testes, les variables a 1 etude, les proprietes des materiaux utilises, ainsi que 1 instrument ation et la methode d'experimentation employee.

Le chapitre 3 presente les resultats experiment aux et leur interpretation. On y decrit Ie comportement de Parmature longitudinale et transversale ainsi que celui du beton. Le comportement des specimens avec et sans fibres metaUiques y est egalement analyse, et Ie tout est complete d'une analyse statistique concernant les variables etudiees.

Le chapitre 4 presente la modelisation des courbes de reponse. On y retrouve les modifica-tions proposees au modele original de confinement de Cusson et Paultre (1993a;b), de meme qu'une comparaison entre les courbes experiment ales et les predictions obtenues a partir des modeles original et raodifie.

Finalement, Ie chapitre 5 presente les conclusions tirees de cette etude ainsi que quelques

(27)

Chapitre 2

Programme experimental

2.1 Specimens testes

Le present programme experimental a ete con^u a partir des recherches effectuees par Cusson

(1993e). Les specimens testes, les methodes d'experimentation adoptees et I'appareillage

uti-Use id sont identiques a ceux de ce chercheur. Par consequent, des comparaisons pourront etre directement etablies entre les resultats de Cusson et ceux de 1'ouvrage actuel.

En premier lieu, il serait utile de decrire brievement Ie programme experimental

rea-Use par Cusson. Dans Ie cadre de ses recherches, vingt-sept poteaux de grandes dimensions

(235x235x1400 mm), en BHP confine par des etriers rectangulaires, out ete testes sous

com-pression uniaxiale. Parmi ces vingt-sept specimens, vingt-six possedaient un enrobage de

beton de 20mm depaisseur et un en etait depourvu. La figure 2.1 raontre les dimensions geometriques des specimens testes ainsi que les quatre configurations d'etriers utilisees. Les dimensions du noyau de beton confine delimite par Ie centre de Petrier peripherique etaient de 195x195 nun pour les vingt-sept specimens. Les variables etudiees dans Ie programme de Cusson etaient : (i) la resistance en compression du beton, f'^ (ii) la limite elastique des etriers, fy^ (iii) la configuration des etriers, cfg-, (iv) la quantite d'armature transversale,

Ph'i (v) Pespacement des etriers, s\ (vi) la quantite d'armature longitudinale, pg\ et (vii) la

presence de Fenrobage de beton, cov.

Le tableau 2.1 presente la description des specimens analyses par Cusson. Ceux-ci ont ete construits et testes en huit series et sont identifies par Ie numero de la serie et une lettre correspondant a la configuration d etriers utilisee. Les series 1 a 5 comprenaient des specimens fabriques avec du BHP d'une resistance specifiee de 100 MPa. Chaque serie comportait quatre specimens ayant les configurations d'etriers A, B, C et D. Cependant, la serie 1 incluait

(28)

CHAPITRE 2. PROGRAMME EXPERIMENTAL

15

385mm

a

0

kO 03 235mm 195 mm 5C

^

I

w

1

(A)

supports metalliques (specimens 5D2 et 6D2 seulement) jauge

(B)

(C)

^\

aa

13

!LcU

|_L

w

iT

(D)

Figure 2.1 Dimensions des specimens testes et instrument ation

un cinquieme specimen, Ie specimen 1D1, identique en tous points au specimen ID, mais sans enrobage de beton. La section transversale totale du poteau ID 1 etait done reduite a 195x195 mm. Les specimens des series 6, 7 et 8 out ete respectivement fabriques avec du beton de resistances specifiees de 120, 80 et 60MPa. Chacune de ces series comprenait deux specimens seulement, Ie premier possedant la configuration d'etriers B, et 1'autre, la configuration D.

Les caracteristiques de Farmature de confinement sont aussi montrees au tableau 2.1.

Des barres d'acier de 10, 15, 20 et 25mm de diametre nominal out ete utilisees dans les specimens pour ofFrir deux quantites d'armature longitudinale, soit 1200 et 2000mm. Les barres d'acier de 1'armature transversale possedaient des diametres de 6,4, 7,9 et 9,5mm, et les espacements des etriers etaient de 50 et 100mm. Le rapport volumetrique de 1'armature transversale, base sur la section de beton confine delimitee par Ie centre de 1'etrier periphe-rique, variait de 1,4 a 4,9%. Noter qu'une revue des principales regles de dimensionnement de 1'armature transversale selon les Codes ACI et CSA est presentee a 1 appendice A. L eva-luation de PefBcacite du confinement a ete realisee en comparant 37 paires de specimens a Regard d'une variable etudiee, toutes autres variables etant eg ales ou raisonnablement egales.

(29)

CHAPITRE 2. PROGRAMME EXPERIMENTAL

16

Tableau 2.1 Description des specimens testes par Cusson (1993)

Spec. Armature longitudmale Armature laterale Beton Variables testees n& et diametre f _Pa

(%)

(MPa)

/.

(mm) (mm)

dh Ph

m_

fyh

(MPa)

n

1A 4 No 20 2,2 1B 4Nol5+4NolO 2,2 1C 12 No 10 2,2 ID 12 No 10 2,2 1D1 12 No 10 3,2 f

406

450

9,5 7,9 7,9 7,9 7,9

50

2,8 3,4 3,6 4,8 4,8

410

392

95,4 95,4 95,4 100,4 100,4 W-cfg 2D-c/(7 IB-cfg ID-cov ~^A

2B

2C

2D

^A7

3B

3C

3D

-4A-4B

4G

4D -5A~

5B

5C

5D

6B

6D

7B

7D

^

8D

4 No 20 4Nol5 + 12 No 10 12 No 10 4 No 20 4Nol5 + 12 No 10 12 No 10 4 No 25 4No20 + 4No20 + 4No20 + 4 No 25 4No20+ 4No20+ 4No20+ 4No20+ 4No20 + 4No20+ 4No20 + 4No20 + 4No20 + 4 No 10 4 No 10 4 No 15 8 No 10 8 No 10 4 No 15 8 No 10 8 No 10 4 No 15 8 No 10 4 No 15 8 No 10 4 No 15 8 No 10

~w

2,2 2,2 2,2

^

2,2 2,2 2,2 3,6 3,6 3,6 3,6

^

3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6

^

3,6

406

450

406

450

420

406; 450

406; 450 420

406; 450

482; 436

482; 467

482; 436

482; 467

482; 436

482; 467 ~7,9-6,4 6,4 6,4 9,5 9,5 9,5 9,5 9,5 7,9 7,9 7,9 -9^ 7,9 7,9 7,9 9,5 7,9 9,5 7,9 ~9^ 7,9

50

^00^

100

50

50 ^

₅₀

-5T

50 ~w

2,2 2,3 3,1

~^

2,5 2,6 3,5

~w

3,4 3,6 4,8

~w

3,4 3,6 4,8 ~4,9~ 4,8

~w

4,8

~w

4,8

392

414

410

392

705

770

715

680

715

680 7l5-680

^6

96

98

-93

93

99

99 Tl5

113 ^5

67

~52

55

,4" ,4 ,4 A_ ,T ,1 ,1 ^_ J~ ,1 ,1 ,!_ ,9" ,9 ,9 ,9 J~

A

J~ ,9_ ft~ ,6 1A-/?A IB-ph; lA-cfg IC-ph; 2B-cfg ID-/)/,; 2A-s 2B-s 2C-s; 3B-cfg 2D-s lA-Pg IB-Pg IC-pg; 4B-cfg 1D-/9, 4A-/yh 4B-/yh 4C-fyk; QB-cfg 4D-/^ QD-cfg 5D-^ 6B-f',; W-cfg

(5D,6D)-/^

(6B,7B)-^; 8D-cfg (5D,6D,7D)-^ fNo 10: ^=11,3 mm; No 15: dj, ^Noter que Ie specimen ID 1 ne

==16,0 mm; No 20: d6=19,5mm; No 25: d5=25,2mm.

possede pas d'enrobage de beton.

des specimens testes : Ie premier symbole indique Ie nora du specimen jumele pour la com-paraison; Ie deuxieme symbole represente la variable de confinement a 1 etude. Par exemple, tt2C-cfg" a la premiere rangee du tableau 2.1, correspondant au specimen 1A, indique une comparaison entre ce specimen et Ie specimen 2 C a propos de Peffet de la configuration des

etriers.

En ce qui concerne Ie present programme de recherche, seize poteaux en BHP confine par

des etriers rectangulaires out ete testes sous compression uniaxiale. Parmi ces seize specimens,

on retrouve six poteaux fabriques avec une matrice de beton renforcee de fibres d acier et dix poteaux composes de beton sans fibres. Tous les specimens contenant des fibres metalliques sont de grandes dimensions (235 X 235 x 1400mm) et comprennent un enrobage de beton d une epaisseur de 20mm. Pour sa part, Ie groupe de specimens construits a partir d un beton sans fibres comprend quatre poteaux de grandes dimensions depourvus d'enrobage de beton,

(30)

CHAPITRE 2. PROGRAMME EXPERIMENTAL

17

385mm 235mm 195 mm

|~{w

(B)

jauge

os

fee

^H

^

T

w

(D)

Figure 2.2 Dimensions des specimens a hauteur reduite et mstrumentation

deux poteaux de grandes dimensions ayant un enrobage de beton de 20 mra d epaisseur, et quatre poteaux a hauteur reduite (235 x 235 x 1000 mm) comprenant aussi un enrobage de

beton de 20 mm d'epaisseur.

Comme nous 1'avons deja souligne, les dimensions geometriques de ces specimens sont en

tous points identiques a ceUes des specimens testes par Cusson (1993e), sauf dans Ie cas des quatre specimens a hauteur reduite qui sont montres a la figure 2.2. Ces derniers possedent la meme section que les specimens de grandes dimensions, mais leur hauteur est reduite aim. Par consequent, la figure 2.1 reste applicable a Pendroit des specimens de grandes dimensions de cette recherche. Cependant, seulement deux types de configuration d'etriers out ete utilises id, soit les configurations B et D. Les variables a 1 etude dans ce programme sont : (i) la presence de 1'enrobage de beton, cov\ (ii) la quantite volumetrique de fibres metaUiques dans la matrice de beton, Vf\ (iii) la longueur de la section etroite du poteau, len\ et (iv) la presence de supports servant a retenir Penrobage de beton, sup. Ces quatre variables sont examinees, dans un premier temps, dans Ie but de mieux comprendre Ie role et Ie comportement de Fenrobage de beton et, deuxiemeraent, afin de connaitre leurs efFets sur Ie confinement, soit sur la resistance et la ductilite des poteaux de BHP. On doit noter que seulement quatre variables sent directement a Petude dans ce programme, mais qu il est cependant possible, dans certains cas, d'etablir des comparaisons entre des specimens a propos des variables telles que la resistance en compression du beton, f , la limite elastique des etriers, fy^, et la configuration des etriers, cfg.

(31)

CHAPITRE2. PROGRAMME EXPERIMENTAL 18

Tableau 2.2 Description des specimens testes

Spec.

4BFO

4BF1

.25 .5 .0 Armature longitudinale n{, fe diametre f 4No20+4Nol5 4No20+4Nol5 4No20 +4Nol5 Pg

m.

3,6 3,6 3,6

fy

(MPa)

474:551

474; 551

466; 475

Armature

4 (mm)

7,9 7,9 7,9 s

(mm)

50

laterale Ph

Wj

3,4 3,4 3,4 fyh

(MPa)

428

Bet on ~7r

(MPa)

101,4 100,4 91,3 Vf

(%)

0,25 0,50 1,00 Variablestestees (4B,4BF0.5)-v/;5BF0.25-/yh (4B,4BF1.0)-v/;5BF0.5-/y/, (4B,4BF0.25)-v/ ;5BF1.0-/^ 5BF0.25 4 No 20 +4 No 15 3,6 474; 551 7,9 50 3^ 745^0i,4 OXT5B,5BF0.5)-y/ 5BF0.5 4No20+4Nol53,6 474; 551 7,9 50 3,4 745 100,4 0,50 (5B,5BF1.0)-v/ 5BF1.0 4No20+4Nol53,6 466:475 7,9 50 3,4 745 91,3 1,00 (5B,5BF0.25)-v/ 5BL 4No20+4Nol53,6 466:475 7,9 50 3,4 745 98,6 — 5B-/en 5D1 4No20+8No 10 5,3 f 489; 491 7,9 50 4,8 745 103,7 — 5D-cov;(6Dl,7Dl,8Dl)-^ 5D2 4No20+8Nol03,6 466; 432 7,9 50 4,8 745 99,4 — W-sup 5DL 4No20+8Nol03,6 466; 491 7,9 50 4,8 745 98,6 — 5D-/en;6DL-^ 6BL 4No20+4Nol5 3,6 466:475 9,5 50 4,9 878 117,1 — GB-len-ftDL-cfg 6D1 4No20+8Nol05,31:466;432 7,9 50 4,8 745 123,6 — 6D-cov;(7Dl,8Dl)-^ 6D2 4No20+8Nol03,6 466:432 7,9 50 4,8 745 115,3 — 6D-sup 6DL 4No20+8Nol03,6 466:491 7,9 50 4,8 745 117,1 — 6D-/en 7D1 4 No 20 4- 8 No 10 5,31 466; 432 7,9 50 4,8 74578,7 ^- 8D1-/I;7D-cov 8D1 4No20+8Nol05,3t466;432 7,9 50 4,8 745 61,2 — SD-cov fNo 10: d5=ll,3mm; No 15: ^=16,0 mm; No 20: d6=19,5mm.

^Noter que les specimens 5D1, 6D1, 7D1 et 8D1 ne possedent pas d enrobage de beton.

Le tableau 2.2 donne la description des seize specimens testes et montre les caracteristiques de Parmature de confinement et du beton des poteaux. Les specimens testes sont identifies par Ie numero de la serie a laqueUe ils appartiennent et par une lettre correspondant a la configuration d etriers utilisee. Les series 4, 5,6, 7et 8 out respectivement des resistances de beton specifiees de 100, 100, 120, 80 et 60MPa. II faut noter que les numeros des series utilisees ici correspondent directement a celles de Cusson, mais avec une legere modification dans chaque cas. En efFet, un troisieme indice apparait dans 1 identification des poteaux : Ie nombre 1 signifie que Ie specimen est depourvu d'enrobage de beton, Ie nombre 2 indique que Penrobage de beton est retenu a 1'aide de supports metaUiques durant I'experiraentation, la lettre L designe les specimens a hauteur reduite, et la lettre F, suivie d'un nombre, sert a identifier les poteaux fabriques avec une matrice de beton-fibres et la quantite voluraetrique de fibres d acier contenue dans Ie melange en termes de pourcentage. Par exemple, Ie specimen 4BF0.50 est identique en tous points au specimen 4B teste par Cusson, a 1 exception d etre fabrique avec une matrice de beton renforce d'une quantite volumetrique de 0,50 % de fibres metaUiques. L'armature longitudinale des specimens est constituee de barres d'acier de 10,15 et 20 nun de diametre nominal offrant ainsi une quantite d'acier constante de 2000 nun pour

tous les specimens. Les diametres des barres d'acier de 1 armature transversale sont de 7,9

et 9,5mm, et 1 espacement des groupes d'etriers est de 50mm dans tous les cas. Le rapport volumetrique de Farmature transversale varie de 3,4 a 4,9 %. On rappelle que ce rapport est base sur la section de beton confine delimitee par Ie centre de 1'etrier peripherique. La derniere