MARIO PAYEUR
INFLUENCE DES CHARGES VERTICALES SUR LES
PERFORMANCES LATÉRALES DES MURS DE
REFEND EN BOIS À OSSATURE LÉGÈRE
Mémoire présenté
à la Faculté des études supérieures de l’Université Laval dans le cadre du programme de maîtrise en Sciences du Bois
pour l’obtention du grade de maître ès sciences (M.Sc.)
DÉPARTEMENT DES SCIENCES DU BOIS ET DE LA FORÊT FACULTÉ DE FORESTERIE, DE GÉOGRAPHIE ET DE GÉOMATIQUE
UNIVERSITÉ LAVAL QUÉBEC
2011
Résumé
Dans un édifice à ossature légère, ce sont les diaphragmes et les murs de refend qui transfèrent les charges latérales à la fondation par cisaillement et par résistance au soulèvement. L’utilisation d’ancrage de retenue verticale permet de limiter le renversement et d’améliorer ainsi la résistance latérale du système. Par contre, ces ancrages sont rarement utilisés dans les constructions en ossature légère traditionnelles rendant généralement leur résistance inconnue. Un des facteurs limitant le renversement des murs partiellement ancrés est l’action des charges verticales. Une étude a été réalisée à l’Université Laval dans le but de déterminer l’influence des charges verticales appliquées au mur sur sa performance latérale. Les essais consistaient en 43 tests statiques et cycliques effectués sur des murs en ossature légère à échelle réelle avec et sans ancrage de retenue verticale. Les murs avaient une hauteur de 2,44 m et une longueur de 2,44 ou 4,88 m et étaient revêtus de panneaux OSB sur un côté. Trois intensités de charge de gravité ont été appliquées aux murs non ancrés : poids d’un toit, poids d’un étage et poids à appliquer pour prévenir tout renversement (correspondant à un mur ancré). Trois murs de 4,88 m avec ancrage ont été testés sous le poids d’un étage. Une série de contrôle de chaque configuration a été réalisée sans charge verticale selon les normes de l’ASTM.
Les résultats ont démontré que l’application de charges verticales permet d’augmenter la résistance maximale des murs non ancrés peu importe le protocole de chargement.
Une comparaison entre les différentes méthodes de calcul de la résistance latérale des murs soumis à des charges combinées a été faite avec une vérification expérimentale. Les résultats ont démontré que la méthode donnée dans CSA-O86 demeure conservatrice pour de faibles charges verticales, mais semble surestimer la capacité latérale d’environ 10% à des charges plus élevées. La méthode proposée par Källsner et al. est la plus conservatrice. Dans l’ensemble, les méthodes donnent une estimation raisonnable de la capacité des murs non ancrés utilisée en pratique.
Le calcul de la flèche proposé par CSA-O86 a également été vérifié. Selon les résultats obtenus, ce calcul semble surestimer la rigidité des murs non ancrés. Afin de rester conservateur, une note devrait être ajoutée à la définition de la déformation des clous, en,
mentionnant que la charge par clou doit être celle qui serait observée pour un mur ancré. Cette formulation est basée sur l’hypothèse que tous les clous dans le bas des panneaux atteingnent leur capacité ultime.
Finalement, il a été observé qu’une augmentation de la charge verticale diminue le soulèvement des montants d’extrémité et augmente alors le travail des clous en périphérie. Une plus grande rotation des panneaux par rapport à l’ossature est alors observée.
Abstract
In light-frame buildings, it is diaphragms and shear walls that transfer the lateral forces to the foundation through shear and hold-down restraint. The use of hold-down anchoring devices limits the overturning and therefore improves the lateral resistance of the system. However, these anchors are rarely used in the traditional light-frame construction and the lateral resistance of such systems is largely unknown. One of the factors limiting the overturning of partially restrained walls is the action of the vertical loads. A study was performed at the Laval University aiming at the determination of the influence of the vertical load applied to a wall on its lateral performance. The experimentation program consisted of 43 static and cyclic racking tests on full-size light-frame walls with and without hold-downs. The walls were 2.44-m tall and 2.44-m and 4.88-m long fully sheathed with OSB panels on one side. Three intensities of the vertical dead load were applied to walls without hold-downs: roof load, one storey load and load needed to prevent any overturning (corresponding to a fully restrained wall). Three 4.88-m long walls with hold-downs were tested under one storey load. Control specimens of each configuration were tested without vertical load according to relevant ASTM standards.
Results show that application of vertical loads improves maximum capacity of non-anchored walls regardless the load protocol.
A comparison of various methods of calculation of the lateral resistance of walls under combined loads was done using experimental verification. The results show that the CSA-O86 method is conservative for low vertical loads, but seems to overestimate the lateral capacity up to 10% for higher loads. The Källsner method is the most conservative. Overall, the design methods give reasonable estimate of the capacity of non-anchored walls used in practice.
The calculation of the wall deflections proposed by CSA-O86 was also verified. This formula seems to overestimate the rigidity of non-anchored walls. To stay conservative, a note should be added to the definition of nail deformation, en, indicating that the load per
nail should be the one observed for an anchored wall. This formulation is based on the assumption that all sheathing-to-bottom plate nails reach its ultimate capacity.
Finally, it was observed that increasing the vertical load decreases the amount of uplift of the chords and therefore increases the work of the nails along the perimeter of the panel, which allows greater rotation of the panels about the frame.
Avant-propos
Le présent document est un mémoire de maîtrise rendu possible grâce à la supervision de mon directeur Dr. Alexander Salenikovich, professeur à l’Université Laval. Ses nombreux conseils ainsi que sa grande confiance en moi m’ont permis de rendre à terme ce projet. Merci pour tout. Je veux également remercier mon co-directeur Dr. Williams Muñoz pour ses judicieux conseils et ses encouragements, surtout en début du projet. Merci à Christian Ramirez et Frédéric Nepton pour leur aide indispensable lors de l’expérimentation.
Je tiens également à remercier tout particulièrement Sylvain Auger, technicien au Centre de Recherche sur le Bois (CRB) pour toute son aide et sa patience au cours de ces années. Merci également aux autres employés du CRB qui m’ont aidé de près ou de loin à la réalisation de mes essais, Éric Rousseau, Benoît St-Pierre, Daniel Bourgault et Luc Germain. Merci également à l’équipe de secrétaires, Colette Bourcier et Guylaine Bélanger. Ce projet a été financé en grande partie par Développement Économique Canada (DEC), projet conjoint en valeur ajoutée en génie du bois.
Le chapitre 1 présente une introduction générale sur les principes du calcul des structures au Québec et expose les motivations de la présente étude tout en indiquant ses limitations. Un survol de la revue de littérature se trouve au chapitre 2, incluant la description des différentes méthodes de calcul de la résistance des murs de refend soumis à des charges combinées et du calcul de la flèche du mur.
Le chapitre 3 décrit les principaux points de la méthodologie utilisée lors de la préparation et de la réalisation des essais expérimentaux.
Le chapitre 4 de ce mémoire discute sommairement des résultats obtenus. Il inclut un article scientifique rédigé en anglais qui a été présenté à la World Conference on Timber
Engineering (WCTE) 2010 à Riva del Garda, Italie le 22 juin 2010. Les résultats
individuels des essais sont présentés dans les annexes.
À Nancy et mes enfants Ariane et Samuel. Merci d’être là pour moi.
Table des matières
Résumé ... i
Abstract ... iii
Avant-propos ... v
Table des matières ... vii
Liste des tableaux ... ix
Liste des figures ... x
Chapitre 1 – Introduction et problématique ... 1
1.1 Introduction ... 1
1.1.1 Résistance aux charges verticales ... 1
1.1.2 Résistance aux charges latérales ... 2
1.2 Problématique ... 3
1.3 Objectifs ... 4
1.4 Limitations ... 4
Chapitre 2 – Revue de littérature ... 6
2.1 Normes d’essais ... 6
2.2 Paramètres de construction ... 8
2.3 Conditions de test ... 9
2.4 Charges verticales ... 13
2.5 Méthodes de calcul de la résistance latérale ... 15
2.5.1 Ni et Karacabeyli empirique ... 15
2.5.2 Ni et Karacabeyli mécanique ... 16
2.5.3 Källsner ... 18
2.5.4 AWC ... 20
2.6 Calcul de la flèche ... 21
Chapitre 3 – Matériel et méthode ... 23
3.1 Planification des essais ... 23
3.2 Préparation du banc d’essais ... 24
3.2.1 Description du banc d’essais ... 24
3.2.2 Calibration et ajustement du système de chargement ... 27
3.3 Évaluation des charges à appliquer ... 30
3.4 Description du matériel ... 31
3.5 Fabrication des murs ... 33
3.6 Réalisation des tests ... 35
3.7 Erreurs sur les lectures ... 36
Chapitre 4 – Résultats et analyse ... 38
4.1 Introduction ... 38
4.1.1 Description des résultats en annexes ... 38
4.2 Article scientifique ... 40
4.2.1 Introduction ... 40
4.2.2 Predictions of the lateral capacity ... 42
4.2.3 Test materials and methods ... 47
4.2.4 Results ... 50
4.2.5 Conclusions ... 53
4.2.7 References ... 54
4.3 Performance de flèche... 55
4.4 Autres déplacements ... 57
Conclusion générale ... 59
Bibliographie ... 61
Annex A – Individual results ... 64
Liste des tableaux
Tableau 3.1. Matrice des essais ... 23
Tableau 3.2. Pression d'initiation des vérins, kPa (psi) ... 29
Tableau 3.3. Densités moyennes obtenues des profils de densité ... 33
Table 4.1. Results for fully anchored walls (HD) ... 51
Liste des figures
Figure 2.1. Protocole de chargement cyclique CUREE. ... 8
Figure 2.2. Méthode d’analyse proposée par ASTM (courbe EEEP). ... 10
Figure 2.3. Méthode d’analyse proposée par CEN. ... 12
Figure 2.4. Méthode d’analyse proposée par Yasumura et Kawai. ... 13
Figure 2.5. Modèle mécanique proposé par Ni et Karacabeyli. ... 17
Figure 2.6. Comparaison des méthodes proposées par Ni et Karacabeyli (h = 2,44 m). ... 18
Figure 2.7. Modèle mécanique proposé par Källsner. ... 19
Figure 2.8. Modèle mécanique proposé par l’AWC. ... 21
Figure 3.1. Banc d'essais. ... 24
Figure 3.2. Vérin hydraulique horizontal. ... 25
Figure 3.3. Poutre de chargement se déplaçant sur des roulements à billes linéaires... 25
Figure 3.4. Système d’attache rotulé reliant la poutre de chargement au mur. ... 26
Figure 3.5. Attache à la sablière. ... 26
Figure 3.6. Vérin hydraulique ancré à la base. ... 27
Figure 3.7. Charge uniformément répartie. ... 27
Figure 3.8. Cadre métallique servant à la calibration. ... 28
Figure 3.9. Empilage des pièces pour l’équilibrage. ... 32
Figure 3.10. Comparaison du profil de densité moyenne des deux types de panneau. ... 33
Figure 3.10. Cloueuse pneumatique et clous Ø = 2,87 mm. ... 35
Figure 3.11. Croquis d’un mur de 4,88 m. ... 35
Figure 3.12. Support pour capteurs de déplacement. ... 36
Figure 4.1. Force distributions in mechanics-based models a) CSA-O86, b) Källsner et al. and c) AWC. ... 44
Figure 4.2. Test setup with a 2.44×4.88-m wall. ... 47
Figure 4.3. Application of vertical load on the top plate. ... 48
Figure 4.4. Construction details of test specimens. ... 48
Figure 4.5. Displacement protocols a) Static, b) Cyclic. ... 50
Figure 4.6. Comparison of four calculation methods with experimental results for 2.44-m long walls. ... 52
Figure 4.7. Comparison of four calculation methods with experimental results for 4.88-m long walls. ... 53
Chapitre 1 – Introduction et problématique
1.1 Introduction
Afin d’assurer la sécurité du public, tous bâtiments construits au Québec doivent répondre aux exigences du Code de construction du Québec – Chapitre 1 – Bâtiment, et Code
national du bâtiment – Canada 2005 (modifié). Ce code comprend les dispositions du Code national du bâtiment (CNB, 2005) remaniées de manière à signaler les 300
modifications adoptées par le Québec et visant les travaux de construction (parties 1 à 9) et de rénovation (partie 10) des bâtiments au Québec.
Le CNB régit les charges et coefficients appliqués devant être considérés lors de la conception de la structure d’un bâtiment. Il indique également les différentes normes précisant les principes de calcul de résistance propres à chaque matériau. Pour les structures en bois, la norme indiquée est Règles de calcul des charpentes en bois CAN/CSA-O86.1. La norme de calcul des charpentes en bois est basée sur la philosophie du Calcul aux états
limites (CEL). On distingue deux états limites soient les états limites ultimes et les états
limites d’utilisation. Dans le cas des états limites ultimes, l’effet de charge pondérée ne doit pas dépasser la résistance pondérée correspondante. Puis, dans le cas des états limites d’utilisation, le comportement de la charpente pour chaque effet de charge alors déterminée doit se trouver dans les limites alors déterminées (CSA, 2005).
Les charges à considérer selon le CNB peuvent être séparées en deux catégories principales, soient les charges verticales et les charges latérales. De plus, on distingue les deux directions principales des charges latérales. La structure doit donc résister aux forces agissant dans les trois directions perpendiculaires aux plans du bâtiment (APA, 2003).
1.1.1 Résistance aux charges verticales
Les principales charges verticales à considérer sont les charges permanentes (D : poids propre de la structure et des équipements fixes), les charges d’utilisation qui regroupent entre autres le poids des occupants (L) et la charge de neige (S). Le passage des charges est généralement vertical, ce qui simplifie la compréhension et le calcul. Le poids du toit et des
planchers ainsi que les charges appliquées sur ceux-ci sont dirigés vers les murs porteurs sur lesquels ils sont appuyés puis vers la fondation.
1.1.2 Résistance aux charges latérales
Les charges latérales sont celles qui sont appliquées au bâtiment parallèlement au sol. Elles sont principalement le résultat des forces de vent (W) ainsi que de l’inertie du bâtiment créée par cisaillement durant un séisme (E).
Le passage de charge peut être plus complexe que celui des charges verticales. Une représentation des forces agissant sur un bâtiment avec la terminologie des éléments est présentée à la figure 1.1. f1 f2 f3 fsum= f1 +f2 +f3 Murs de cisaillement Diaphragme de toit Fondation Diaphragmes
de plancher Mur bas
Figure 1.1. Système de résistance du bâtiment aux charges latérales (adaptée de ATC/SEAOSC BP3 PA, 2004).
Dans le cas des charges de vent, la pression appliquée perpendiculairement sur un côté du bâtiment est partiellement prise en charge par les ancrages dans le bas du mur au premier étage. L’autre partie de la charge est transférée aux planchers et le toit selon leur surface tributaire. Prendre note que la pression de vent pondérée peut varier selon la position du mur et que la pression de succion sur le mur de l’autre côté du bâtiment doit être considérée. On appelle ces éléments horizontaux des diaphragmes et ceux-ci peuvent être considérés comme des poutres profondes simplement appuyées. La charge transférée au
diaphragme est ensuite dirigée aux murs porteurs parallèles à la charge (les appuis). C’est ce type de mur qu’on appelle mur de refend. Ces derniers agissent comme des poutres en porte-à-faux. La charge est alors transmise par cisaillement jusqu’aux ancrages du mur. Les murs porteurs doivent être solidement assemblés à la fondation ainsi qu’au diaphragme pour former une unité structurelle et ainsi transférer adéquatement les charges latérales. Pour ce qui est des charges sismiques, le principe de résistance demeure le même. Cependant, les charges sont engendrées par les mouvements du sol. Ces mouvements entraînent le déplacement des diaphragmes et par le fait même des forces d’inertie. Ces charges peuvent être déterminées selon la procédure d’analyse statique équivalente, en respectant certaines conditions, ou selon la procédure d’analyse dynamique. Pour le design des murs de refend, une certaine excentricité de l’application de la charge par rapport au centre de masse doit être considérée selon la rigidité du diaphragme.
1.2 Problématique
Les exigences et les données relatives au calcul des charpentes en bois soumises à des efforts latéraux sont présentées à l’article 9 de la norme CSA-O86.01 (CSA, 2005). Plus spécifiquement, la résistance au cisaillement des murs de refend cloués est déterminée à l’article 9.5.1. L’utilisation d’ancrage de retenue verticale permet de limiter le renversement du mur lorsque celui-ci est chargé latéralement et d’améliorer ainsi la résistance du système. Par contre, ces ancrages sont rarement utilisés dans les constructions en ossature légère traditionnelles rendant généralement leur résistance inconnue. Un des facteurs limitant le renversement des murs sans ancrage de retenue verticale est l’action des charges verticales.
Dans le calcul de la résistance latérale présenté à l’article 9.5.1, c’est le coefficient Jhd qui
détermine l’effet des contraintes au soulèvement sur la résistance latérale du mur. Pour les segments de mur de refend sans ancrages de retenue, le facteur Jhd est déterminé à l’article
9.4.5.2. Cette équation qui tient compte des charges verticales appliquées sur le mur a été adoptée à partir des travaux de Ni et Karacabeyli (Ni et Karacabeyli, 2000). Depuis, peu de travaux ont été effectués afin de valider cette équation. De plus, il existe d’autres méthodes
de calcul et les procédures expérimentales ont été améliorées d’où l’intérêt à faire une étude sur ce sujet. Le calcul de la flèche est présenté pour la première fois dans la norme CSA-O86.09 (CSA, 2009). Très peu de données expérimentales sont disponibles à ce sujet. Les essais effectués dans cette étude permettent du même coup à vérifier cette équation.
1.3 Objectifs
L’objectif principal de cette étude est de déterminer l’influence des charges verticales appliquées à un mur sans ancrage de retenue verticale sur sa performance latérale. Plus spécifiquement, l’étude tente de :
1- évaluer la résistance latérale des murs de refend ancrés et non ancrés sous différentes magnitudes de la charge verticale à l’aide d’essais sur des murs à échelle réelle;
2- comparer les différentes méthodes de calcul de la résistance latérale des murs de refend qui prennent en compte la magnitude des charges verticales et de les vérifier auprès des données expérimentales;
3- vérifier le calcul de la flèche proposé par CSA-O86.09 à partir des données expérimentales;
4- décrire le comportement global des murs non ancrés sous les charges latérales et verticales combinées.
1.4 Limitations
Tous les murs ont les mêmes détails de construction, mis à part la présence ou non d’ancrage de retenue verticale et de la longueur du mur. Des essais statiques et cycliques sont réalisés sur des murs avec et sans ancrage de retenue verticale de 2,44 m (8 pi) et 4,88 m (16 pi) de longueur. Cette étude permet de comparer les différentes méthodes de calcul de la résistance latérale des murs de refend qui sont alors comparées à partir de ces configurations. Une modification des paramètres de construction ou des conditions de frontière pourrait influencer les résultats. Seule l’intensité de la charge verticale de gravité uniformément répartie est variable dans les tests. L’influence des murs adjacents et des ouvertures dans le mur n’est pas évaluée dans cette étude.
Afin de faciliter la compréhension des calculs, une même notation a été utilisée dans ce mémoire pour les différentes méthodes de calcul. Les équations peuvent ainsi différer de leur notation originale. Elles demeurent dans le fond les mêmes.
Chapitre 2 – Revue de littérature
2.1 Normes d’essais
La première norme d’essais portant sur la résistance latérale des murs en bois a été développée dans les années 1940 dans le but d’aider les concepteurs de structures à calculer les résistances en cisaillement des murs en bois (van de Lindt, 2004). Il s’agissait d’essais élémentaires de cisaillement sur des panneaux où le renversement était empêché par des tiges d’acier. Cette norme, l’ASTM E72 (ASTM, 1995) a été souvent critiquée à cause de la surévaluation de la capacité des murs causée par la présence de ces tiges d’acier, entre autres par Griffiths (1984). Par la suite, elle a été remplacée par la norme ASTM E564
Standard Practice for Static Load Test for Shear Resistance of Framed Walls for Buildings
(ASTM, 2005a). Dans cette norme, le chargement demeure statique, mais les ancrages sont maintenant représentatifs de ce qui correspond davantage à la réalité. Cette norme est actuellement utilisée lors des tests statiques.
En 1997, SEAOSC (Structural Engineers Association of Southern California) a appliqué aux murs en bois les tests cycliques qui étaient alors effectués pour les autres matériaux dans le but d’être équitable et de pouvoir comparer les résultats. Le protocole de chargement utilisé est celui que l’on nomme SPD (Sequential Phased Displacement). Cependant, ce protocole ne montrait pas les modes de rupture et les résistances réelles que l’on observe normalement lors d’un séisme. Ceci est causé par le nombre trop important de cycles provoquant ainsi des ruptures en fatigue des clous.
De nos jours, c’est la norme ASTM E2126-09 Standard Test Methods for Cyclic (Reversed)
Load Test for Shear Resistance of Vertical Elements of the Lateral Force Resisting Systems for Buildings (ASTM, 2009) qui gouverne les tests cycliques sur les murs en bois. Les tests
réalisés selon cette norme se font en appliquant une charge latérale cyclique dans le haut du mur à l’aide d’un cylindre hydraulique par l’entremise d’une poutre en acier fixée au mur. Différentes mesures de déplacement ainsi que la charge appliquée permettent alors de déterminer la résistance du mur. Le protocole SPD (méthode A) apparaît encore dans cette norme mais est rarement utilisé de nos jours.
En 2002, l’International Organization for Standardization (ISO) a adopté la norme 16670.3
Timber Structures — Joints made with mechanical fasteners — Quasi-static reversed-cyclic test method (ISO, 2002). Ce protocole cyclique tentait de caractériser davantage la
résistance des murs et a été inclus dans la norme ASTM E2126 comme la méthode B (ISO). Un des problèmes rencontré avec ce type de protocole est que l’on ne peut pas décrire correctement le comportement lors des cycles de stabilisation. Il n’y a pas de diminution de déplacement maximum dans les cycles suivants empêchant ainsi l’observation de la baisse de la charge produite par le jeu autour des connecteurs.
Presqu’au même moment, le Consortium of Universities for Research in Earthquake
Engineering (CUREE) a développé un autre protocole (Krawinkler, 2000) qui, par la suite,
a été adopté dans la norme ASTM E2126 comme la méthode C (CUREE). Celui-ci permet maintenant d’observer le comportement lors des cycles de stabilisation et reflète davantage les modes de rupture réellement rencontrés après le passage d’un séisme. Il existe cependant un problème : les données sont plus difficiles à analyser dû à un nombre restreint de cycles autour de la rupture. Le protocole de chargement, présenté au tableau 2.1 et à la figure 2.1, donne seulement les variations du déplacement du mur. La charge devant être appliquée sur la poutre pour créer les déplacements doit alors être mesurée.
Tableau 2.1 : Protocole CUREE
Patron Étape Nombre de cycles Amplitude du premier cycle (%Δ)
1 1 6 5 2 2 7 7,5 3 7 10 3 4 4 20 5 4 30 4 6 3 40 7 3 70 8 3 100 9 3 100 + 100α1 10 3 Incrément de 100α 1 α ≤ 0,5
-250 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 0 6 12 18 24 30 36 42 Cycle No. Dis p la ce me n t ( % of Δ )
Figure 2.1. Protocole de chargement cyclique CUREE.
2.2 Paramètres de construction
Plusieurs études ont été faites dans le passé et se font encore aujourd’hui pour déterminer l’effet des caractéristiques d’une construction ou l’interaction de celles-ci. Parmi les plus étudiées pour les murs de refend, on retrouve : le type de revêtement, le type de membrure, les systèmes de connexion (le type, la position, la grosseur et l’entraxe des connecteurs), le type d’ancrage, les ouvertures et le ratio hauteur/largeur du mur.
De nos jours, il existe 8 types de revêtement prescrits par l’International Residential Code (IRC) (Keith, 2006) pour les structures résidentielles en bois, ce qui correspond à la partie 9 du CNB. Des exigences particulières existent pour certaines régions plus à risque aux tremblements de terre ou aux forts vents. Ces revêtements sont : panneau structural OSB, panneau de contreplaqués, panneau de particules, panneau de gypse, panneau de fibres, béton armé, couche croisée de planches et planches diagonales.
Puisque le nombre d’échantillons analysés au cours d’une étude est relativement petit, principalement à cause du coût engendré par ces tests, une analyse statistique est
pratiquement impossible à réaliser. Les chercheurs cherchent donc à obtenir le maximum d’informations de ces tests notamment en combinant certains paramètres. Par exemple, plusieurs études faites sur un paramètre quelconque de la construction comparent également les deux types de revêtement les plus utilisés soit le panneau OSB et le panneau de contreplaqués.
2.3 Conditions de test
Une étude réalisée par He et al. (1998) a démontré l’influence des protocoles cycliques sur les performances des murs de cisaillement en bois. Les différences observées au niveau des performances sont dues en majorité au mode de rupture des assemblages ne représentant pas nécessairement la réalité. Par exemple, le protocole FCC (Forintek Canada Corp. 1995) a démontré des ruptures en fatigue des clous obtenues par le nombre excessif de cycles à basse amplitude donc d’une grande quantité d’énergie. Ce mode de rupture est rarement observé après un tremblement de terre.
Le comportement des murs lors d’un chargement cyclique est habituellement évalué à partir des données recueillies lors des étapes d’expérimentation. La détermination des paramètres à partir des mêmes données peut varier selon les chercheurs et selon le protocole d’analyse. Puisqu’il n’existe pas de méthode d’analyse uniforme, les industriels et les chercheurs peuvent utiliser des méthodes différentes. Certains prétendent que les paramètres moyens (enveloppe positive et négative) doivent être calculés à partir d’une enveloppe moyenne. Contrairement à d’autres qui proposent de prendre la moyenne des paramètres calculés du côté positif et de celui négatif.
Une différence d’analyse est présente entre les normes américaines et européennes en ce qui concerne la détermination des portions des déformations élastiques et plastiques des murs. Le modèle américain propose la courbe EEEP (Equivalent Energy Elastic Plastic curve), tandis que le modèle européen propose plutôt une courbe bi-linéaire. Une autre méthode est proposée par Yasumura et Kawai (1998).
Selon la norme ASTM E2126, la courbe élastique-plastique d’énergie équivalente (Equivalent energy elastic-plastic curve – EEEP) (figure 2.2) s’applique bien à l’analyse
des murs de refend. Cette courbe décrit les déformations élastiques et plastiques du mur en offrant le même travail (énergie) que l’enveloppe. La procédure pour calculer les paramètres de cette courbe est simple. Il s’agit d’abord de calculer l’aire sous la courbe (charge × déplacement) de l’enveloppe jusqu’au point de rupture. Dans la majorité du temps, la rupture est considérée lorsque la charge correspond à 80% de la charge maximale observée dans la partie descendante. Ensuite, il est possible de déterminer la charge au seuil de plasticité (Pyield) de la courbe bi-linéaire donnant une même aire sous la courbe.
C ha rge (P ) Déplacement latéral (Δ) Enveloppe Courbe EEEP Pyield Ppeak Pu= 0,8 Ppeak 0,4 Ppeak Δyield Δpeak Δu
Figure 2.2. Méthode d’analyse proposée par ASTM (courbe EEEP).
La portion élastique de la courbe EEEP est linéaire jusqu’au seuil de plasticité (yield point) et doit passer par le point à 40% de la charge maximale sur l’enveloppe. La pente de cette droite est déterminée à l’aide de l’équation 2.1.
0,4 0, 4 Pente de la première portion
peak
peak P
P
(2.1) Pour sa part, la portion plastique a une pente nulle. Puisque l’aire sous la courbe doit être la même que l’aire sous la courbe de l’enveloppe jusqu’à la rupture (Pu), l’équation de
Énergie de EEEP Énergie de l'enveloppe 2 yield yield u yield yield P P (2.2)
Dans la dernière équation, on a 2 paramètres inconnus : Pyield et Δyield. Par contre, il est
possible de mettre en relation ces deux paramètres (équation 2.3) puisque nous connaissons l’équation de la pente. 0,4 0, 4 peak peak yield yield P P Y (2.3)
L’équation (2.2) devient alors :
2 2
0,4
5 peak
u peak u peak P peak
yield
peak
P P Énergie P
P (2.4)
Il faut noter que si 2 2
0,4
5 peak
u Ppeak Aire P Ppeak alors on pose Yyield = 0,85×Ppeak.
La norme européenne CEN prEN 11954 propose une définition différente du seuil de plasticité. Celui-ci est l’intersection entre la droite correspondant à la rigidité initiale et une seconde droite ayant une pente de 1/6 à la première et qui est tangente à l’enveloppe. La rigidité initiale est également différente de la norme américaine puisqu’il s’agit de la sécante entre les points sur l’enveloppe correspondant à 0,1 et 0,4 × Ppeak. L’intersection de
ces deux droites donne le déplacement au yield point (Δyield). La charge au yield point
(Pyield) se trouve sur l’enveloppe correspondant à ce déplacement (Δyield). La figure 2.3
Figure 2.3. Méthode d’analyse proposée par CEN.
Évidemment, le Δyield et par conséquent le Pyield sont directement influencés par la pente de
la première droite donc de la rigidité initiale.
Le modèle proposé par Yasumura et Kawai (1998) présente une autre méthode de calcul du seuil de plasticité. La méthode est basée sur celle proposée par la norme européenne donc de l’intersection de deux droites. La première droite reste la même, il s’agit de la rigidité initiale (droite passant par 0,1 et 0,4 × Ppeak). Cependant, afin de diminuer l’influence de
cette rigidité initiale sur le yield point, la deuxième droite sera la tangente à l’enveloppe dont la pente sera celle de la sécante passant par les points sur l’enveloppe correspondants à 0,4 et 0,9 × Ppeak. Cette méthode est présentée à la figure 2.4.
Cha rge ( P ) peak 0.1P Pyield Déplacement (Δ) Enveloppe CEN 1/6 α Δyield 0.4P Point tangent peak α
Déplacement (Δ) Cha rge (P ) . Enveloppe Yasumura et Kawai Point tangent 0.4*Ppeak 0.1*Ppeak 0.9*Ppeak Pyield Δyield
Figure 2.4. Méthode d’analyse proposée par Yasumura et Kawai.
2.4 Charges verticales
Peu d’études ont considéré l’influence des charges verticales sur les performances latérales des murs de refend. Au Canada, le groupe de travail dirigé par Ni et Karacabeyli a effectué quelques essais au début des années 2000 sur ce sujet. Dans Ni et Karacabeyli (2000), les magnitudes de charge verticale variaient entre 0 et 100% de la force de soulèvement. Les résultats ont démontré que le rapport géométrique et l’application des charges verticales influencent la capacité des murs de refend non ancrés. Une contrainte au renversement de 25% permet de passer de 50 à 80% de la résistance ultime du mur. Par contre, le taux de croissance de la résistance du mur diminue avec l’augmentation des charges verticales. Cheng et al. (2006) ont continué les travaux de Ni et Karacabeyli en effectuant des tests sur des murs avec des ouvertures et des murs transversaux. La diminution du soulèvement causée par l’application de charges verticales a été observée aux extrémités et autour de l’ouverture. Les murs transversaux ont une influence limitée sur la résistance des murs de refend si aucune charge verticale n’est présente. Cependant, l’influence est plus grande si on applique une charge verticale sur les murs transversaux. Par contre, en présence d’une
ouverture, l’influence des murs transversaux est comprise due au soulèvement autour de l’ouverture.
Källsner et al. (2001) présente l’introduction d’une méthode de calcul de la résistance des murs partiellement ancrés. Des essais sur des murs avec différentes configurations de charges verticales ont été réalisés afin de vérifier la méthode de calcul proposée. Les charges verticales variaient entre 5 et 50% de la charge de soulèvement et étaient appliquées soit uniformément ou concentrées du côté en tension. Les résultats ont indiqué que la méthode est adéquate pour obtenir des valeurs de design. Les essais plus complets sont présentés dans Girhammar et Källsner (2004).
Dean et Shenton III (2005) ont effectué des essais sur des murs dont les charges verticales sont plus importantes. Des magnitudes allant jusqu’à 25 kN/m ont été appliqué sur les murs ancrés et non ancrés. Pour les murs ancrés, l’amélioration de la résistance a été de 20 et 28% pour 12 et 25 kN/m respectivement. Les murs ont démontré également une plus grande rigidité.
Dujič et Žarnić (2002) ont appliqué des charges verticales de 4,0, 20,9 et 34,4 kN/m sur des murs de 2,44 m. Le but de cet article était de continuer leur étude sur l’influence des conditions aux frontières sur les performances des murs. Des conclusions semblables aux précédentes ont été formulées.
Une autre étude a été réalisée par Yasumura et Karacabeyli (2007). Dans celle-ci, des charges verticales de 0 à 6 kN par montant ont été appliquées sur des murs de 1, 2 ou 3 segments de 910 mm. Les observations demeurent les mêmes. Ils mentionnent également que la rigidité de la poutre de chargement a une influence significative sur les résultats quand le mur est large et que les charges verticales sont grandes.
Ni et Karacabeyli (2002b) ont appliqué à des murs de 2,44 m des charges latérales combinées à des charges de soulèvement. Les résultats ont démontré que les murs chargés seulement en soulèvement ont une capacité maximale similaire aux murs chargés seulement latéralement. Ce qui confirme l’hypothèse que la capacité des joints cloués est indépendante de la direction de la charge. La méthode de calcul présentée dans cet article
permettant de prédire la résistance latérale sous des charges latérales et de soulèvement combinées correspondait bien aux données obtenues.
Yeh et Williamson (2008) ont également présenté des essais sous des charges latérales et de soulèvement combinées. Les résultats ont indiqué que la présence d’ancrages de retenue verticale n’affecte pas la résistance au soulèvement. Ces derniers sont désignés à résister seulement au moment de renversement dû aux charges latérales. L’étude a également confirmé que l’utilisation de plaque 5,8×76×76 mm comme « rondelle » sur les boulons d’ancrage permet d’éviter le cisaillement parallèle au fil de la lisse basse.
2.5 Méthodes de calcul de la résistance latérale
Cette section décrit le développement des équations de calcul des différentes méthodes de calcul de la résistance latérale des murs de refend non ancrés sous des charges combinées (gravité et latérale). Toutes les méthodes présentées donnent un coefficient de réduction (R ≤ 1,0) de la résistance latérale d’un mur ancré de même configuration. Ainsi, pour obtenir la résistance ultime (réelle ou réduite), il s’agit tout simplement de multiplier la résistance du mur ancré par son coefficient de réduction. Prendre note que la notation utilisée peut être différente de celles utilisées dans les publications originales afin d’en faciliter la présentation et la comparaison.
Une méthode est empirique et trois autres sont basées sur l’équilibre des forces et des moments d’un modèle mécanique. Il est assumé que tous les connecteurs des panneaux à la lisse basse ont atteint leur capacité ultime en cisaillement et que celle-ci est indépendante de la direction de la force (horizontale ou verticale). La différence provient de la formulation des hypothèses sur la distribution des forces.
2.5.1 Ni et Karacabeyli empirique
La première méthode présente l’approche empirique de Ni et Karacabeyli (2000). Ils l’ont développée en faisant correspondre une équation (équation 2.1) aux résultats expérimentaux observés sur des murs de 2,44 m.
3 ) 1 ( 1 1 l h R (2.1) où,
h = hauteur du segment de mur, mm, l = longueur du segment de mur, m,
φ = ratio de la charge appliquée sur le colombage d’extrémité résistant au moment
de renversement sur la résistance ultime en cisaillement des connecteurs entre le revêtement et le montant d’extrémité (équation 2.2).
h P
(2.2) où,
P = charge verticale appliquée sur le montant d’extrémité, kN, υ = résistance unitaire ultime de cisaillement du mur ancré, kN/m.
La charge verticale appliquée sur le montant d’extrémité, P, correspond à la somme des charges appliquées sur la mi-longueur du segment de mur car celui-ci est considéré rigide (contact entre les panneaux). Le poids propre du mur peut être inclus dans la charge P.
2.5.2 Ni et Karacabeyli mécanique
La deuxième méthode développée par Ni et Karacabeyli, appelée « approche mécanique », est basée sur l’équilibre des forces et des moments d’un modèle mécanique. On considère que les forces de cisaillement sont transmises d’un panneau à l’autre sans générer de force axiale dans le colombage. Selon la figure 2.5, les connecteurs au niveau de la lisse basse le long de (l – l1) résisteront au renversement et le reste développera la résistance latérale. Le chargement vertical est considéré uniformément réparti, ω, et V correspond à une charge ponctuelle.
Figure 2.5. Modèle mécanique proposé par Ni et Karacabeyli. Le facteur de réduction de la résistance latérale est déterminé selon l’équation 2.3.
l l l l V H R hd 1 1 (2.3) où,
Vhd = résistance latérale ultime du mur ancré.
Pour résoudre cette équation, la sommation des moments au coin inférieur droit est considérée : 0 inf droit M 2 1 2 2 2 2 2 5 l l l l V h H (2.4) Avec, 1 l H 2 2 5 V l P
l h l h V P R hd 2 2 1 (2.5)
La figure 2.6 compare les deux méthodes de calcul proposées par Ni et Karacabeyli pour des murs de 2,44 m de hauteur et de 2,44 m et 4,88 m de longueur. On observe que la méthode mécanique est toujours plus conservatrice par rapport à celle empirique. D’ailleurs, la norme de calcul CSA-O86 a adopté cette méthode (mécanique) dans l’édition de 2001 pour le calcul des murs de renfend en bois non ancré. Le coefficient de réduction est alors défini par Jhd (Article 9.4.5). Cependant, lors de la conception des murs de refend, certaines conditions doivent être respectées pour permettre l’absence d’ancrage de retenue verticale : 1- les clous attachant les panneaux à l’ossature doivent avoir un diamètre maximal de 3,25 mm et être espacés d’au moins 100 mm, 2- la résistance maximale prévue au cisaillement doit être de 10,3 kN/m et 3- la hauteur du segment de mur doit être inférieure à 3,6 m. 0% 20% 40% 60% 80% 100% 0% 20% 40% 60% 80% 100% C o e ff ic ie n t d e r é d u ct io n , R Contrainte au renversement, φ 2,44 m - Mécanique 2,44 m - Empirique 4,88 m - Mécanique 4,88 m - Empirique
Figure 2.6. Comparaison des méthodes proposées par Ni et Karacabeyli (h = 2,44 m).
2.5.3 Källsner
Källsner (2001) a comparé le modèle mécanique de base à un modèle un peu plus complexe où les forces de compression ne sont pas transférées entre panneaux adjacents. Ils sont ainsi
libres de pivoter jusqu’à ce qu’il y ait contact. L’équilibre des forces et des moments d’un tel modèle doit être étudié pour chaque panneau (figure 2.7). Les forces de compression du premier panneau deviendra alors une contrainte au renversement du deuxième panneau et ainsi de suite. Comme dans le modèle précédant, une partie des connecteurs sert à résister au renversement tandis que le reste résiste au cisaillement.
H V V V ω V V V1 V2 V3 V4 b1 b - b1 μ ν h C2 C3 C4
Figure 2.7. Modèle mécanique proposé par Källsner.
L’équation pour le calcul du coefficient de réduction pour le panneau de gauche (R1) est la même que l’équation 2.5, il faut cependant remplacer l par b (largeur du panneau).
Pour calculer le coefficient à partir du deuxième panneau, il faut tout d’abord déterminer la force de compresion Vi du panneau précédant qui agira comme contrainte au renversement (Ci+1) . L’équation 2.6 présente la forme générale du calcul de la force de compression qui sera transmise au panneau suivant.
1
1 i i
i b R V
V (2.6)
Prendre note que la contrainte au renversement transmise par la partie précédante ne peut excéder la résistance ultime en cisaillement des connecteurs le long du colombage en question (Vi ≤ ν · h).
La formulation générale de cette méthode considérant seulement une charge uniformément répartie est : b h b h b V R i i 2 1 2 1 (2.7)
Lorsque le coefficient de réduction de tous les panneaux du segment de mur est calculé, il suffit de faire la moyenne de ces coefficients pour obtenir le coefficient de réduction global du mur.
2.5.4 AWC
Le dernier modèle est celui développé par l’American Wood Council (AWC, 2009). Il est important de spécifier que cette méthode n’est pas encore adoptée par la National Design
Specification (NDS). De la même manière que le modèle de Källsner, la résistance latérale
est calculée pour chaque panneau. La différence vient du fait que tous les connecteurs dans le bas d’un même panneau résistent uniformément au moment de renversement imposé (voir figure 2.8). Ainsi, le calcul de la contrainte au renversement transmise par la partie précédante est logiquement différent :
1 2 1 1 1 i i i i G b R V V (2.8)
La formulation générale pour cette méthode considérant seulement une charge uniformément distribuée est relativement complexe, il est ainsi plus facile de calculer le facteur de réduction par une résolution quadratrique.
a c a b b Ri 2 4 2 (2.9) Avec, 2 2 1 b h a ,
b V b h b 4 2 i , 1 4 2 2 b V b v V c i i . ω b h V1 C2 V2 C3 V3 C4 V V V V V
Figure 2.8. Modèle mécanique proposé par l’AWC.
2.6 Calcul de la flèche
L’équation 2.10, présentée à l’article 9.7.1.1 de la norme CSA-O86.09 Rév.1, détermine la flèche, Δsw, d’un mur de refend en bois à ossature légère avec blocage.
a s s n s v s s s sw d L H e H B H EAL H 0025 , 0 3 2 3 (2.10) où,
ν = Cisaillement maximal dû aux charges spécifiées au haut du mur, N/mm, Hs = Hauteur du segment de mur de refend, mm,
E = Module d’élasticité de l’élément-limite (élément vertical situé à l’extrémité du
segment de mur de refend), N/mm2,
Ls = Longueur du segment de mur de refend, mm,
Bv = Rigidité au cisaillement en épaisseur du revêtement, N/mm (tableaux 7.3A, 7.3B et 7.3C),
en = Déformation des clous, mm (Article A.9.7),
da = Élongation verticale totale des ancrages (y compris le fluage des attaches, l’allongement du dispositif, l’allongement de l’ancrage ou de la tige, etc.) sous la charge de cisaillement induite, mm.
Pour les murs sans ancrage de retenue verticale, l’élongation da est déterminée à l’aide de l’équation suivante : 7 . 1 5 , 2 u s n s m f a n L s P H K d d (2.11) où,
df = Diamètre des clous, mm,
Km = Coefficient de fluage d’utilisation (Tableau A.10.9.3.2),
P = Contrainte au renversement, N,
sn = Espacement des clous au long des rives des panneaux, mm,
nu = Limite de résistance latérale unitaire des clous (Article 10.9.4), N.
Toute l’information portant sur les normes d’essais et les modèles de calcul se trouvant dans ce chapitre a servi de référence dans la présente étude.
Chapitre 3 – Matériel et méthode
3.1 Planification des essais
Afin de répondre à notre objectif qui était d’évaluer l’influence des charges verticales sur la performance latérale des murs de refend, des essais sur des murs à échelle réelle devaient être réalisés. Une brève compilation des études considérant les charges verticales a été faite pour cibler les lacunes sur ce sujet. Il fut alors observé que mis à part les travaux de Ni et Karacabeyli, très peu d’essais ont considéré les charges verticales (voir section 2.4).
Au départ, l’étude devait se concentrer que sur des murs de 4,88 m de longueur pour ainsi tenter de valider les modèles, initialement validés avec des murs de 2,44 m, avec des murs plus longs. Ainsi, ce sont 36 murs de 4,88 m qui devaient être testés dont 20 avec des charges de gravité et 16 avec des charges de soulèvement. Cependant, suite à différents problèmes rencontrés avec le banc d’essais, notamment la friction au niveau des systèmes d’attache de la poutre de chargement au mur, il fut décidé de modifier la méthode d’application des charges verticales (voir section 3.2). Puisque les vérins hydrauliques sont dorénavant placés au bas du mur et qui tirent sur un câble d’acier, l’application de charges de soulèvement sur le mur était impossible. Tout le matériel qui devait servir pour les murs sous des charges de soulèvement a été utilisé pour des murs de 2,44 m. Il est donc possible de comparer des méthodes de calcul pour les murs de deux longueurs différentes.
Des murs ancrés avec charges verticales représentant la charge d’un étage ont également été évalués. Le tableau 3.1 présente la matrice des essais effectués dans cette étude.
Tableau 3.1. Matrice des essais
L = 2,44 m L = 4,88 m
Charge verticale correspondante
Ancré Non Ancré Ancré Non Ancré
S1 C2 S C S C S C
0 2 2 2 2 2 2 2 2
Toit 2 2 2 2
Étage 2 2 1 2 2 2
Pleine charge 2 2 2 2
1 S - Chargement statique selon ASTM-E564 2 C - Chargement cyclique selon ASTM-E2126
3.2 Préparation du banc d’essais
3.2.1 Description du banc d’essais
Le banc d’essais des murs de refend du laboratoire de charpentes n’avait pas encore servi avant la première série de tests. Comme pour tout nouvel équipement, une période de rodage et de calibration fut nécessaire pour développer un certain niveau de confiance vis-à-vis les résultats qui en ressortaient. La figure 3.1 montre la première version de la structure du banc d’essais.
Figure 3.1. Banc d'essais.
Le déplacement latéral est produit par un vérin hydraulique, modèle 243.35T (figure 3.2) fabriqué par MTS. Il a une capacité de charge de 240 kN et une course maximale de 508 mm. Celui-ci déplace la poutre de chargement qui est reposée sur des roulements à billes linéaires (figure 3.3). Le spécimen à tester est ancré à sa base et relié à la poutre de chargement par des systèmes d’attache rotulés (figure 3.4). Ces derniers sont fixés à la sablière du mur par des visses SDS (figure 3.5). L'ancrage du mur est conçu pour prendre les réactions de cisaillement et de moment engendrées en cour de test.
Figure 3.2. Vérin hydraulique horizontal.
Figure 3.3. Poutre de chargement se déplaçant sur des roulements à billes linéaires. La poutre de chargement sert à deux fonctions principales lors des essais : 1- distribuer la charge latérale le long du mur et 2- empêcher tout mouvement transversal du spécimen pendant l'essai.
La charge verticale devait initialement être appliquée par les vérins hydrauliques intégrés dans chaque système d’attache tel que montré à la figure 3.4. Après d’innombrables corrections afin de contrer le manque de précision dû entre autres au contrôle de la pression hydraulique dans les vérins, une modification majeure a été apportée. Les charges verticales sont maintenant développées par des vérins ancrés à la poutre d’ancrage qui tirent sur un câble d’acier passant au travers de la sablière (voir figures 3.6 et 3.7). Le système présenté à la figure 3.7 divise la charge provenant du câble donnant ainsi une charge uniformément répartie semblable à ce qu’on peut observer dans un bâtiment réel avec les solives de plancher ou les fermes de toit.
Figure 3.4. Système d’attache rotulé reliant la poutre de chargement au mur.
Figure 3.5. Attache à la sablière.
Deux ordinateurs sont en charge du système d’acquisition de données et de contrôle simultané pendant le test. Les commandes de charge ou de déplacement du vérin sont produites digitalement et sortent par un convertisseur numérique analogique au contrôleur hydraulique. En même temps, des données provenant de plusieurs capteurs placés sur le mur sont enregistrées. Jusqu'à treize canaux sont enregistrés, incluant la charge latérale (cellule de charge du vérin hydraulique), le déplacement latéral de la sablière, le déplacement en soulèvement des colombages d’extrémité et d'autres mesures de déplacement sur le mur.
Figure 3.6. Vérin hydraulique ancré à la base.
Figure 3.7. Charge uniformément répartie.
3.2.2 Calibration et ajustement du système de chargement
Le banc d’essai fut conçu pour effectuer des tests sur des murs en suivant des protocoles qui appliquent ou non une charge verticale. Lors de la mise en fonction du banc d’essai, différents problèmes et limites ont été rencontrés. Parmi ceux-ci, les plus importants sont : variation de la charge verticale appliquée en cours de test, déplacement horizontal dans les
systèmes d’attache et erreurs dans le protocole cyclique lorsque le taux de déplacement devient élevé.
Différentes vérifications/modifications furent effectuées pour améliorer la précision des systèmes hydrauliques et mécaniques. Un cadre métallique (figure 3.8) fut construit pour mesurer les charges appliquées par le système hydraulique en cours de chargement latéral. Des glissoires en UHMW ont été installées entre les systèmes d’attache et le cadre métallique pour réduire la friction lors du déplacement latéral de la poutre de chargement.
Figure 3.8. Cadre métallique servant à la calibration.
Différents essais ont été effectués avec ce cadre en acier. Ils consistaient à faire varier les pressions d’huile et vérifier l’influence sur les charges/déplacements. L’installation d’un accumulateur de débit a été la première modification au montage pour ainsi tenter de maintenir le flux d’huile constant. Suite aux essais de vérification après l’installation de l’accumulateur, il fut conclut que cette mesure corrective n’était pas efficace, car la variation de la force verticale appliquée par les vérins persistait.
Un autre type d’essai a été de déterminer la relation entre la variation de la pression hydraulique et la force verticale développée par les vérins sur le cadre métallique. Le système d’attache semblait rester bloqué après relâchement de la pression hydraulique, indiquant ainsi un problème mécanique.
L’hypothèse que les vérins hydrauliques standards n’étaient pas assez performants dû à leur friction interne fut vérifiée. Des tests d’initiation de mouvement furent effectués sur deux types de vérins hydrauliques : standard et modifié à basse friction. Le tableau 3.2 présente la pression nécessaire pour initier le mouvement de déplacement de la tige.
Tableau 3.2. Pression d'initiation des vérins, kPa (psi)
Vérin libre Vérin attaché au sabot
Sortie de la tige Entrée de la tige
Vérin standard 68,9 (10,0) 68,9 (10,0) 482,8 (70,0)
Vérin à basse friction 20,7 (3,0) 27,6 (4,0) 220,7 (32,0) Le test démontre que le vérin modifié à basse pression requiert une pression plus faible par rapport au vérin standard pour démarrer le mouvement. Cette amélioration était attendue, car la réduction de la friction à l'intérieur du vérin entraîne une diminution de la pression, mais le problème de la variation de la force appliquée sur le sabot reste. Il devient évident qu’une pression différente est requise pour démarrer le mouvement de la tige soit en entrant ou en sortant, car la friction mécanique des systèmes est très grande. Le mécanisme d’application de charge verticale devait donc être modifié.
Il fut décidé de garder le dispositif d’attache pour transmettre la charge latérale aux murs et de changer l’emplacement des vérins verticaux. Ils sont maintenant installés sur des supports fixés à la poutre d’ancrage (figure 3.6).
Pour contrer au problème de déplacement horizontal dans les systèmes d’attache, des rondelles de différentes épaisseurs ont été ajoutées afin de combler les vides. Ces rondelles étaient en UHMW pour ne pas augmenter la friction lors d’un mouvement vertical du système d’attache.
Il fut également observé que lors des protocoles cycliques effectués à des fréquences supérieures à 0,1 Hz, les déplacements du vérin ne correspondaient pas aux commandes lorsque les déplacements devenaient importants. Il fut alors déterminé que la fréquence maximale du système pour les déplacements prévus est de 0,1 Hz. Tous les tests ont alors été effectués à cette fréquence.
3.3 Évaluation des charges à appliquer
Pour déterminer l’influence des charges verticales sur la résistance latérale, différentes magnitudes devaient être testées. Évidemment, des essais sans charge verticale devaient être effectués, de même que des essais sous des charges pleines (empêchant le soulèvement). Deux autres magnitudes intermédiaires ont été considérées : 1,0 kN/m et 3,5 kN/m.
Pour ce qui est de l’évaluation de la charge qui doit être appliquée pour empêcher le renversement et obtenir une résistance latérale équivalente à celle d’un mur ancré, l’équation développée par Ni et Karacabeyli (2000) a été utilisée (équation 3.1).
2 2 1 hd V P R (3.1) où,
R = Coefficient de l’effet d’ancrage, P = Contrainte au renversement, kN,
Vhd = Résistance latérale d’un mur ancré de même configuration, kN,
α = Rapport géométrique du segment de mur (hauteur / longueur).
Une résistance latérale d’un mur non ancré équivalente à celle d’un mur ancré implique qu’il n’y a pas de réduction de résistance due au soulèvement. Le coefficient de réduction de la résistance R doit donc être égal à 1,0. En posant que υancré est égale à la résistance
latérale linéaire des murs ancrés, la charge à appliquer sur le colombage d’extrémité pour empêcher le renversement peut être évaluée grâce à l’équation 3.2.
s ancré H
P (3.2)
où,
Hs = Hauteur du segment de mur.
Cette charge correspond à la somme de toutes les charges verticales appliquées sur la mi-longueur du segment de mur et de son propre poids (équation 3.3).
2
s mur L
P (3.3)
où,
ω = Charge verticale à appliquer sur le mur, kN/m,
ωmur = Poids linéaire du mur et des systèmes d’attache, kN/m,
Ls = Longueur du segment de mur, m.
Selon les équations 3.2 et 3.3, la charge à appliquer (ω) pour empêcher le renversement est trouvée selon cette équation :
mur ancré
2 (3.4)
À partir des données obtenues sur les murs ancrés testés cycliquement (Vhd = 18,7 kN pour
2,44 m et 39,7 kN pour 4,88 m) et considérant un poids linéaire du mur de 0,35 kN/m et la charge d’initiation de mouvement des systèmes d’attache de 0,15 kN, la charge à appliquer (ω) pour empêcher le renversement a été déterminée à 16,3 et 8,0 kN/m pour les murs de 2,44 m et de 4,88 m, respectivement.
3.4 Description du matériel
Toutes les pièces de bois de l’ossature provenaient de la classe É-P-S (épinette-pin-sapin). Elles avaient des dimensions de 38 x 89 mm et étaient de grade #2 & Meilleur. Après la réception des paquets, toutes les pièces ont été empilées dans un entrepôt non conditionné pendant environ deux mois pour équilibrage de la teneur en humidité (voir figure 3.9).
Figure 3.9. Empilage des pièces pour l’équilibrage.
Après la période d’équilibrage, le module d’élasticité (MOE), la masse volumique et la teneur en humidité de chaque pièce ont été déterminés. La détermination du MOE a été faite selon la méthode E-computer à l’aide d’un Metriguard Model 340. Par la suite, les pièces ont été triées pour chaque mur de manière à ce que la moyenne des MOE soit semblable entre les murs.
Des panneaux de lamelles orientées (OSB) 1,22 x 2,44 m de 11 mm d’épaisseur servaient de revêtement structural. Les panneaux utilisés pour la construction des murs de 4,88 m provenaient de LP Maniwaki, Qc, tandis que ceux utilisés pour les murs de 2,44 m provenaient de la compagnie Produits forestiers ARBEC senc de St-Georges-de-Champlain, Qc. Ils étaient gradés PS 2-04 Exposure 1 selon CSA 0325. Puisqu’une différence de densité de ces deux types de panneau pourrait influencer les résultats des tests, des profils de densité de 10 échantillons pour chaque type de panneau ont été créés à l’aide d’un densimètre à rayons X. De ces dix échantillons, six ont été prélevés au pourtour d’un panneau et les quatre autres dans le centre. Le tableau 3.3 et la figure 3.10 montrent la comparaison entre les deux types.
Tableau 3.3. Densités moyennes obtenues des profils de densité Densité moyenne Échantillon 2,44 m 4,88 m C1 636,1 592,6 C2 808,9 657,0 C3 689,2 636,8 C4 619,4 655,9 C5 678,4 735,1 C6 734,8 698,5 B1 675,3 641,6 B2 726,1 686,7 B3 576,2 730,6 B4 573,7 730,5 Moyenne 671,8 676,5 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 0 2 4 6 8 10 12 D e ns it é (k g/ m 3) Épaisseur (mm) 4,88 m 2,44 m
Figure 3.10. Comparaison du profil de densité moyenne des deux types de panneau. Puisque le profil de densité était sensiblement le même, il fut évalué que les connexions ossature-panneau devraient être semblables pour les deux types de panneaux.
3.5 Fabrication des murs
L’assemblage de chaque mur a été réalisé environ une semaine précédant le test à l’intérieur même du laboratoire de charpente en bois de l’Université Laval. La première
étape a été de distribuer les membrures à l’intérieur du mur en fonction de leur module d’élasticité (MOE) et de leur rectitude. Afin de limiter la variation entre les murs, les pièces dont le MOE est plus près de la moyenne ont été placées aux endroits critiques, c’est-à-dire au contour des panneaux. Les pièces les plus droites ont été placées à la lisse basse et les montants simples à la jonction de deux panneaux diminuant ainsi les chances d’un mauvais clouage des panneaux. Par la suite, tous les montants du même mur ont été coupés à une longueur de 2353 mm. Une des deux pièces servant pour la lisse de chevauchement des murs de 4,88 m a été coupée en deux parties égales. Les lisses ont été percées sur une perceuse à colonne pour permettre l’ancrage et pour passer le système d’application de la charge verticale.
Les montants doubles (aux extrémités et à la jonction des deux panneaux centraux) ont été assemblés avec deux clous commun de 89 mm de longueur à tous les 500 mm. Tous les montants ont été assemblés aux lisses grâce à deux clous commun 89 mm à chaque jonction lisse/montant pour compléter l’ossature. La sablière a été complétée en ajoutant la lisse de chevauchement. Elle a été fixée par deux clous commun de 89 mm de longueur à tous les 600 mm.
Les panneaux OSB ont été fixés à l’ossature avec des clous Senco® d’un diamètre de 2,87 mm et d’une longueur de 63 mm par une cloueuse pneumatique à une distance de rive du panneau de ± 11 mm (figure 3.10). L’espacement de ces clous au pourtour des panneaux était de 150 mm tandis que l’espacement était de 300 mm aux appuis intermédiaires. Un espacement de 3 mm a été laissé entre les panneaux.
Figure 3.11. Cloueuse pneumatique et clous Ø = 2,87 mm. Un croquis des murs de 4,88 m est présenté à la figure 3.11.
Figure 3.12. Croquis d’un mur de 4,88 m.
3.6 Réalisation des tests
Un délai d’environ une semaine est laissé entre la fabrication et le test afin de permettre une certaine relaxation du bois autour des connecteurs. Le mur est fixé à la poutre d’ancrage à l’aide de boulons d’acier de 16 mm serrés à la main + 1/8 tour tel que mentionné dans l’Acceptance criteria for prefabricated wood shear panels de ICC Evaluation Service
Panneaux OSB - 11 mm 1,22 x 2,44 m
(ICC-ES_AC130, 2009). Les systèmes d’attache sont ensuite fixés au mur à l’aide de visses SDS. Le système d’application de charge verticale est placé si requis. Les capteurs de déplacement sont installés sur le mur et leur fonctionnement et exactitude sont vérifiés. Ceux qui mesurent le déplacement du panneau par rapport à l’ossature sont placés dans des supports dont leur centre est situé à 200 mm de la lisse et du montant double (voir exemple à la figure 3.12). L’identification des capteurs est : A à D indiquant le coin du mur en commençant par le coin supérieur gauche dans une rotation antihoraire, E et F font référence aux capteurs mesurant le soulèvement des montants d’extrémité; les chiffres 1, 3, 5 et 7 sont pour le déplacement horizontal tandis que les autres sont pour le déplacement vertical.
Figure 3.13. Support pour capteurs de déplacement.
Les charges verticales sont ensuite appliquées si nécessaire et maintenues constantes jusqu’à la fin du protocole de chargement latéral. Les protocoles de chargement latéral.
3.7 Erreurs sur les lectures
Compte tenu que l’attachement du mur sur la poutre de chargement peut entraîner un certain déplacement latéral et ainsi développer une charge au niveau du vérin hydraulique, le déplacement doit être manuellement remis à zéro juste avant d’attacher le mur à la poutre de chargement. Le protocole de chargement ainsi que l’acquisition des données doivent se
