Développement d'un connecteur Rigide-Ductile-Économique pour dalles composites en bas lamellé-croisé et béton pour les bâtiments multiétages

Développement d’un connecteur

Rigide-Ductile-Économique pour dalles composites en bois lamellé-croisé

et béton pour les bâtiments multiétages

Mémoire

Serge Lamothe

Maîtrise en génie civil Maître ès sciences (M. Sc.)

Québec, Canada

Développement d’un connecteur

Rigide-Ductile-Économique pour dalles composites en bois lamellé-croisé

et béton pour les bâtiments multiétages

Mémoire

Serge Lamothe

Sous la direction de :

Luca Sorelli, Ph. D., directeur de recherche Pierre Blanchet, Ph. D., codirecteur de recherche

iii

Résumé

Les structures en bois sont une bonne solution pour la construction de bâtiments multiétages. Le bois est reconnu pour son aspect architectural, pour son empreinte écologique faible ainsi que pour sa résistance mécanique. L’ajout d’une mince couche de béton connectée à l’aide de connecteurs de cisaillement sur une pièce de bois lamellé-collé ou bien un CLT permet d’augmenter considérablement la rigidité du plancher. Il est donc possible de construire sur une plus longue portée tout en respectant les critères de flèche d’État Limite de Service (ELS) et de résistances aux États Limites Ultimes (ELU). Ces solutions innovantes sont aussi moins sensibles aux vibrations puisqu’elles sont plus rigides. Le confort des usagers est donc amélioré. Cette thèse se concentre sur le développement d’une connexion de type entaille peu profonde adaptée aux dalles composites. Cette connexion est conçue afin d’obtenir un comportement initial rigide, puis une grande ductilité. Ceci est possible en utilisant le caractère ductile en compression du bois. Plusieurs configurations sont testées dans le CLT et dans le bois lamellé-collé. La profondeur de l’entaille varie. L’influence de la présence d’un isolant acoustique entre le bois et le béton est aussi quantifiée. Les premiers tests de cisaillement sur les différentes configurations ont montré de très bons résultats et des dalles CLT-BHP ont été coulées pour une portée de 8 m. Les dalles de CLT-BHP ont été conçues selon une approche multicritère afin de respecter les normes du Code National du Bâtiment du Canada et de maximiser certains facteurs considérés importants par le milieu de la construction tels l’épaisseur du plancher, le poids du plancher, le coût, etc.

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iv

Abstract

Wooden structures are a good solution for building multi-story buildings. Wood is known for its architectural appearance, low footprint and mechanical strength. The addition of a thin layer of concrete connected using shear connectors to a piece of glued-laminated timber (GLULAM) or a Cross-Laminated Timber (CLT) considerably increases the rigidity of the floor. It is therefore possible to build longer span in building while respecting the Serviceability Limit States (SLS) deflection criteria as well as the Ultimate Limit States (ULS) bearing capacity. These innovative solutions are also less sensitive to vibrations since they are more rigid. The comfort of users is improved. This thesis focuses on the development of a shallow notch type connection suitable for composite slabs. This connection is designed to obtain a rigid initial behavior, followed by a big ductility. This is possible by using the compressive ductile nature of the timber. Several configurations are tested in CLT and GLULAM. The depth of the cut varies from 20 mm to 35 mm. The influence of the presence of an acoustic insulation between the timber and the concrete is also quantified. The first shear tests on the different configurations showed very good results. Three 8 m single span CLT-HPC slabs were cast. The CLT-HPC slabs were designed with a multi-criteria approach to meet the National Building Code of Canada (NBCC) standards and to maximize certain factors considered important by the building industry such as floor thickness, floor weight, the cost, etc.

v

Table des matières

Résumé ... iii

Abstract ... iv

Table des matières ... v

Liste des tableaux ... viii

Liste des figures ... ix

Remerciements ... xiv

Avant-propos ... xv

Chapitre 1 : Introduction ... 1

1.1 Contexte et problématique industrielle ... 1

1.2 Objectif du mémoire ... 2

1.3 Organisation du mémoire ... 2

Chapitre 2 : Synthèse bibliographique ... 4

2.1 Historique ... 4

2.2 Avantages d’un système composite ... 5

2.3 Type de connecteurs ... 8

2.3.1 Connecteurs ponctuels ... 10

2.3.2 Connecteurs Continus ... 15

2.4 Méthodes de calcul ... 17

2.4.1 Méthode Gamma ... 17

2.4.2 Méthode du cisaillement fixé ... 19

2.4.3 Méthode de Newmark non-linéaire ... 20

2.5 Propriétés des matériaux ... 21

2.5.1 Béton ... 21

2.5.2 Bois ... 23

Chapitre 3 : Development of a Rigid-Ductile Notch Connector for Timber Composite Structures with Cross Laminated and Glued Laminated Timber ... 26

vi

Résumé ... 26

Abstract ... 27

3.1 Introduction ... 28

3.2 Materials and methods ... 30

3.2.1 Materials ... 30

3.2.2 Notch connection design ... 32

3.2.3 Sample preparation for shear tests ... 35

3.2.4 Push-out test set-up ... 38

3.3 Results ... 39

3.3.1 Shear laws ... 39

3.3.2 Connexion parameters ... 41

3.4 Comparison with existing connectors ... 47

3.5 Predicted structural behavior ... 48

3.6 Conclusion ... 52

3.7 Acknowledgements ... 53

3.8 Annex A (Shear test results) ... 54

Chapitre 4 : Experimental investigation and analysis of Composite Floor Slab made with Cross Laminated Timber and with High Performance Concrete and Ultra High Performance Fiber Reinforced Concrete ... 56

Résumé ... 56

Abstract ... 57

4.1 Introduction ... 58

4.3 Materials and methods ... 59

4.3.1 Materials and sample ... 59

4.3.2 Analysis methods ... 62

4.3.3 Multicriteria design approach ... 64

vii

4.4 Results and discussion ... 70

4.4.1 Push-out test ... 70

4.4.2 Static bending test... 71

4.4.3 Slip behavior ... 76

4.4.4 Vibration test results ... 80

4.5 Conclusion ... 81

4.6 Acknowledgements ... 82

Chapitre 5 : Conclusions et perspectives... 83

5.1 Conclusions générales ... 83

5.2 Perspectives de recherche ... 84

viii

Liste des tableaux

Tableau 2-1 – Propriétés mécaniques du BHP et BFUP utilisés ... 22

Tableau 2-2 - Propriétés de conception du bois lamellé-collé et CLT (valeurs pour l’orientation longitudinal seulement) [41]... 25

Table 3-1 - Mechanical design properties of materials used in the push-out tests. ... 32

Table 3-2 - Configurations of tested specimens (Type of Insulation: 1=SONOpanII (19 mm), 2=SONOclimat Eco 4 (25 mm); UHPFRC1:= UP-F2 POLY; UHPFRC2=Durabex). ... 37

Table 3-3 - Shear Test Result: mean values and CoV (in parentheses) ... 44

Table 3-4 - Comparison of the rigidity of the GL-UHPFRC2-35-2 and GL-HPC-20-2 with existing connectors... 48

Table 3-5 - Performance parameters of TCC beams with 4 different configurations and connections. ... 50

Table 4-1 - Average mechanical properties ± Coefficient of Variation of the materials used for the bending tests ... 60

Table 4-2 – Predicted results for both configurations ... 67

Table 4-3 – Flexural test results ... 71

ix

Liste des figures

Figure 2-1 – Pont Biathlonbridge Ruhpolding [8] ... 4

Figure 2-2 - Earth Sciences Building, Canada [9] ... 5

Figure 2-3 - Courbe charge-flèche de systèmes composites selon leur degré d'interaction d’après [14] ... 7

Figure 2-4 - Différence entre les différents niveaux d'action composite tirée de [15] ... 7

Figure 2-5 - Comportement charge-glissement de plusieurs connexions (Dias 2005) ... 8

Figure 2-6 - Représentation de la rigidité (ks) et de la ductilité (Ds) d'une connexion (Gendron 2016) ... 9

Figure 2-7 - Vis SFS installées en paires à un angle de 45° [20] ... 11

Figure 2-8 - Géométrie et comportement des connecteurs composites ductiles [21] ... 12

Figure 2-9 - Brevet d'invention de Otto [22] ... 13

Figure 2-10 - Brevet d'invention de Martionotta [24] ... 13

Figure 2-11 - Entaille de cisaillement bois-béton de [25] ... 14

Figure 2-12 - Rupture fragile typique en cisaillement (gauche) et rupture ductile en compression (droite) [25] ... 14

Figure 2-13 - Comportement de 3 entailles ductiles dans le bois lamellé-collé ... 15

Figure 2-14 - (a) Connecteurs continus HBV Shear tiré de [29]; (b) Courbes charge-glissement de 500 mm de HBV en essai de cisaillement Push-Out aussi tiré de [29] .... 16

Figure 2-15 - Contraintes dans une poutre mixte bois-béton selon la méthode gamma (Adapté de [33]) ... 18

Figure 2-16 - Distribution des contraintes dans les connecteurs d'une poutre mixte calculé selon la méthode de cisaillement fixé depuis [34] ... 20

Figure 2-17 - Comportement en traction des Bétons Ordinaires (BO), Bétons Renforcés de Fibres (BRF) et des BFUP avec et sans phase écrouissante d’après [38] ... 22

Figure 2-18 - Pont de la forêt Montmorency [39] ... 23

Figure 2-19 - Projet origine (a) Photo du bâtiment Origine; (b) Déplacement d’un panneau de CLT sur chantier [40]. ... 24

Figure 3-1 - Comparisons of different connection systems after [Yeoh et aL,2010] ... 29

Figure 3-2 – Confined compressive strength of the wood test set-up ... 30

Figure 3-3 - (a) sample geometry with indication of the insulation in dark color; stress distribution on possible failure notch planes : (b) lateral view of the notch and (c) top view between 2 notches. ... 33

x

Figure 3-4 - (a) Actual shape of the notch CLT-HPC-20-4; Position of the screws for

connector with (b) 2 screws and (c) 4 screws. ... 36

Figure 3-5 - (a) Loading protocol for the push-out test; (b) Representation of Kini and Ks. ... 38

Figure 3-6 - Shear Test set-up: (a) lateral view; (b) top view. ... 39

Figure 3-7 - Average shear-slip relationships for CLT with HPC or UHPFRC slab. ... 40

Figure 3-8 - Average shear-slip relationships for GLULAM beam and HPC slab ... 40

Figure 3-9 - Average shear-slip relationships for GLULAM beam with UHPFRC slab. ... 41

Figure 3-10 - The failures modes observed after the shear tests for all considered configurations. ... 43

Figure 3-11 - (a) Influence of the timber on the connection’s rigidity; (b) Influence of the insulation on the connection’s rigidity ... 45

Figure 3-12 - (a) Influence of the notch depth (Dn) on Vmax; (b): Ductility vs Dn ... 46

Figure 3-13 - Configuration and material properties of analyzed TCC beam. ... 49

Figure 3-14 - Calculated load-deflection curves (w-f) of TCC beams with selected connections for (a) GLULAM timber and (b) CLT timber. ... 52

Figure 4-1- TCC beams with notch connectors and the indication of the position and sizes (a) HPC TCC beams (b) UHPFRC TCC Beam (units in mm). ... 62

Figure 4-2 - Multicriteria design optimization results ... 68

Figure 4-3 - Flexural bending test set-up with 4 points load ... 69

Figure 4-4 - Flexural test protocol controlled by displacement ... 69

Figure 4-5 - Shear-slip curves of the connection for (a) CLT-HPC and (b) CLT-UHPFRC. ... 70

Figure 4-6 - Comparison of load-deflection (P- Δ) curves with degree of composite action and analysis method for the CLT-HPC slab. ... 71

Figure 4-7 - Comparison of load-deflection (P- Δ) curves with degree of composite action and analysis method for the CLT-UHPFRC slab ... 72

Figure 4-8 - Photo of the broken slat that cause the first load-drop ... 72

Figure 4-9 - (a) photo of the cut perform on the concrete slab; (b) photo of a connection not used on the entirety of its depth ... 73

Figure 4-10 - (a) Photo of a rounded connector due to the plastic film; (b) Probability density distribution of the notch's effective measured depth ... 74

Figure 4-11 - (a) Shear law of the HPC notch connector; (b) The depth of the notch is partially used during the flexural test. ... 75

xi

Figure 4-12 - Comparison between the tested slab and the factored Newmark (Newmark’) method for the CLT-HPC Slab ... 76 Figure 4-13 - Load-slip curves for the HPC-composite slab for (a) CLT-HPC 1 and 2; (b) CLT-HPC 3 and 4. ... 77 Figure 4-14 – Slip between the HPC and the CLT at different position along CLT-HPC during loading for (a) CLT-HPC 2; (b) CLT-HPC 3 and 4. ... 77 Figure 4-15 - Horizontal Shear distribution along (a) CLT-HPC 2; (b) CLT-HPC 3 and 4. ... 78 Figure 4-16 - Load-slip curves for the CLT-UHPFRC composite slab ... 78 Figure 4-17 - (a) Slip between the UHPFRC and the CLT at different position on the slab; (b) Horizontal Shear distribution along the CLT-UHPFRC. ... 79

xii

À mes parents : Chantal et Daniel À ma sœur : Roxanne Et à ma conjointe : Jeanne

xiii

"The secret of success is to do the common thing uncommonly well."

xiv

Remerciements

J’aimerais d’abord remercier mon directeur de recherche, Luca Sorelli, qui a su m’orienter et me supporter tout au long de mon processus afin de me permettre d’atteindre mes objectifs. Je remercie également mon codirecteur, Pierre Blanchet, qui a également été présents pour répondre à mes questions. Celui-ci est aussi le titulaire de la chaire de recherche sur la construction écoresponsable en bois (CIRCERB) qui a permis la réalisation de ce projet de recherche par son soutien financier. Mes remerciements vont également au coordonnateur de la chaire, Pierre Gagné, pour toutes les activités et opportunités qu’ils créent pour les étudiants.

Une bonne partie de mon projet de recherche a été basé sur des essais en laboratoire. Je souhaite donc remercier le spécialiste responsable des laboratoires de recherche sur les matériaux renouvelables (CRMR), Benoît St-Pierre, qui m’a aidé à coordonner les divers projets. Je remercie également les techniciens du CRMR qui m’ont accompagné aux cours de mes essais : Jean Ouellet, Daniel Bourgault et Félix Pedneault, qui grâce à leurs connaissances techniques m’ont beaucoup aidé à tester mes échantillons et effectuer mes essais. Je remercie également les techniciens du centre de recherche sur les infrastructures en béton (CRIB), René Malo et Pierre-André Tremblay, qui ont contribué à ma réussite par leurs commentaires constructifs et par leur aide pour la mise en place de mes bancs d’essais.

J’aimerais ensuite remercier ma collègue Catherine Joly-Lapalice et mon stagiaire Arnaud Iweins de Wavrans pour leur grande implication et leur temps investi dans mes essais de laboratoire. Je remercie également tous les étudiants qui ont donné de leur temps pour venir me donner un coup de main lors de mes préparations d’échantillons et de mes essais.

Finalement, j’aimerais remercier ma famille et surtout ma conjointe qui m’ont épaulé tout au long de cette longue aventure. Merci à tous pour votre soutien continu.

xv

Avant-propos

Ce projet de maîtrise fait partie du programme de la Chaire Industrielle de Recherche en Construction Écoresponsable en Bois (CIRCERB) qui est une plateforme académique multidisciplinaire et intégrée, jumelée à un consortium industriel œuvrant dans le secteur de la construction. L’objectif de la chaire est de développer des solutions écoresponsables utilisant comme principales ressources le bois pour réduire l’empreinte écologique des bâtiments. Ce projet se classe dans l’axe construire de la chaire avec le thème système constructif qui établit des techniques de construction favorisant une faible empreinte environnementale des ouvrages. Cette maîtrise a été effectuée sous la direction de Luca Sorelli, professeur au département de génie civil et des eaux, et sous la codirection de Pierre Blanchet, professeur au département des sciences du bois et de la forêt.

Ce mémoire est déposé sous la forme d’un mémoire par insertion d’articles. Les chapitres 3 et 4 sont respectivement les 2 articles ci-dessous qui sont écrits en anglais :

•

Article I

Serge Lamothe

, Luca Sorelli, Pierre Blanchet, Philippe Galimard (2018). Development of a Rigid-Ductile Notch Connector for Timber Composite Structures with Cross Laminated and Glued Laminated Timber, en attente de soumission à la revue Composite Structures

•

Article II

Serge Lamothe

, Luca Sorelli, Pierre Blanchet, Philippe Galimard (2018). Experimental investigation and analysis of Composite Floor Slab made with Cross Laminated Timber and with High Performance Concrete and Ultra High Performance Fiber Reinforced Concrete Springer, en attente de soumission à la revue Materials and Structures.

Je suis l’auteur principal des deux articles. Le premier article est le développement d’une entaille adaptée aux dalles composites en bois lamellé-collé et bois lamellé-croisé et la validation en laboratoire avec l’aide de premier essai de cisaillement. Le second article utilise la même connexion, mais cette fois-ci la connexion est testée en condition réelle à grande échelle dans un plancher composite CLT-BHP d’une portée de 8 m. Les méthodes de calculs sont alors validées avec les résultats obtenus en laboratoire.

1

Chapitre 1 : Introduction

1.1 Contexte et problématique industrielle

Cette maîtrise fait partie de la Chaire Industrielle de Recherche en Construction Écoresponsable en Bois (CIRCERB). Cette chaire de recherche a vu le jour dans le but de développer des solutions innovantes écoresponsables au niveau du domaine de la construction favorisant une faible empreinte environnementale des ouvrages. En effet, le secteur de la construction produit énormément de CO2. Des recherches ont démontré que

le secteur de la construction émettait jusqu’à 47% des émissions de CO2 global du

Royaume-Uni en 2006 [1]. Une solution pour éliminer ce problème est l’utilisation du bois dans le domaine de la construction puisqu’il s’agit d’un matériau vert permettant de piéger le carbone pour toute la durée de vie du bâtiment.

Les bâtiments en bois sont aussi résistants que les autres matériaux en plus d’être élégants et de créer des ambiances favorables pour les usagers. En effet, plusieurs recherches démontrent les bienfaits de se retrouver dans un bâtiment en bois en tant qu’usager [2]. Les charpentes en bois ont cependant des lacunes au niveau des planchers pour des projets résidentiels et commerciaux. En effet, il n’existe pas de solution économiquement intéressante pour construire en bois des portées de 8 à 10m qui respectent le Code National Canadien du Bâtiment [3]. Une solution serait l’utilisation de planchers mixtes bois-béton qui permettent de construire sur des portées plus élevées que les systèmes habituels en bois.

Il a été identifié avec la compagnie Nordic Structures que le coût des planchers composites est trop élevé et que la conception de ce type de plancher est beaucoup plus complexe. Ces deux phénomènes sont des freins notables à l’utilisation et la mise en marché de ce type de structures. Il a ainsi été décidé d’effectuer une recherche sur une un nouveau type de connexion en entaille peu coûteuse et rapide à installer une fois au chantier de construction dans le but de diminuer le coût de ce type de structures, ce qui pourrait permettre aux structures bois-béton composites d’être une alternative économiquement viable pour des portées de 8 à 10 m

2

1.2 Objectif du mémoire

L’objectif de ce mémoire est de poursuivre les recherches sur les poutres et dalles composites bois-béton pour la construction multiétages en bois. La recherche se concentre sur le développement d’une connexion en entaille peu coûteuse et rapide en chantier qui pourrait permettre aux structures bois-béton d’être une alternative économiquement viable pour des portées de 8 à 10 m. L’objectif principal de la maîtrise est ainsi divisé en 4 sous objectifs :

1. Valider le concept d’entailles ductiles

2. Optimiser les dimensions des entailles afin d’obtenir un comportement ductile 3. Caractériser la connexion à l’aide d’essais de cisaillement afin d’obtenir la charge

maximale, la ductilité ainsi que la rigidité de cette connexion.

4. Quantifier l’effet de l’ajout d’une couche d’isolant acoustique entre les deux matériaux sur le comportement de la connexion.

5. Effectuer deux conceptions multicritères pour l’utilisation d’une dalle composite mince d’une porte de 8 m pour une utilisation résidentielle utilisant ce nouveau connecteur rigide ductile en entaille.

6. Valider les modèles numériques ainsi que le comportement de la connexion dans un système de plancher soumis à un effort de flexion.

1.3 Organisation du mémoire

Le mémoire de maîtrise est divisé en 5 chapitres.

Le Chapitre 1. Introduction, contient le contexte de la recherche, la problématique observée ainsi qu’une description de l’objectif principal de la maîtrise.

Le

Chapitre 2. Synthèse bibliographique, présente le fonctionnement d’une poutre composite ainsi qu’une description des différents types de connecteurs et méthodes d’analyse existantes pour les poutres composites bois-béton. Les propriétés des matériaux utilisés lors de la maîtrise sont aussi présentées.

Le Chapitre 3. Article #1 : Development of a Rigid-Ductile Notch Connector for Timber Composite Structures with Cross Laminated and Glued Laminated Timber, contient la conception et la validation d’un système d’entailles rigides. Différentes profondeurs d’entailles dans le bois lamellé-croisé ainsi que dans le bois lamellé-collé ont été testées en

3

laboratoire. La simulation d’un comportement à l’échelle structurelle est alors effectuée. Cet article permet de valider les sous-objectifs 1-2-3-4.

Le Chapitre 4. Article #2 : Experimental investigation and analysis of Composite Floor Slab made with Cross Laminated Timber and with High Performance Concrete and Ultra High Performance Fiber Reinforced Concrete, présente la conception multicritères de 2 dalles composites CLT-béton. Les dalles sont réalisées en laboratoire et testées et flexion. Les résultats obtenus sont par la suite comparés avec les méthodes d’analyses afin de valider le concept et le comportement de la connexion sous un effort de flexion.

Le Chapitre 5. Conclusions et perspectives, exprime les principaux résultats obtenus dans le mémoire et proposent des recommandations pour les futurs projets concernant les poutres et dalles composites bois-béton.

4

Chapitre 2 : Synthèse bibliographique

2.1 Historique

L’utilisation de structures composites bois-béton a débuté vers au début du 20e _{siècle aux}

États-Unis. À cette époque, cette technologie était utilisée pour les ponts[4]. En effet, la pénurie d’acier causée par les guerres mondiales a forcé les ingénieurs à se tourner vers d’autres matériaux de construction. [5]. Deux systèmes ont d’abord été utilisés. La première solution utilisait de longs clous en guise de connecteurs entre le bois et la dalle de béton. La seconde solution utilisait des entailles profondes dans la poutre en bois. Les structures composites sont devenues plus courantes dans les années 1940 aux États-Unis et elles se sont répandues dans le monde entier dans les années 1950 [6]. Un regain de popularité a fait face dans les années 1990 dans certains pays d’Europe du Nord tels la Suisse, la Finlande et l’Autriche [7].

Le pont Biathlonbridge Ruhpolding (Figure 2-1), qui est situé dans la région Bavière de l’Allemagne, est un exemple de choix. Ce pont construit en 2010 est un exemple récent des développements en matière de structures composites [8]. Son architecture élégante utilise 9 poutres en bois lamellé-collé connectées à une dalle de 20 cm de béton avec l’aide de connecteurs continus métalliques. Le pont a une courte portée de 17m et il est conçu pour des charges de neige extrêmes. Le connecteur permet de réduire la profondeur des poutres de bois et d’achever un tel concept épuré.

Figure 2-1 – Pont Biathlonbridge Ruhpolding [8]

De plus, les structures composites ont aussi été utilisées en Europe afin de réhabiliter de vieux planchers de bois qui ne respectaient plus les déflexions admissibles, le confort

5

acoustique ou bien la résistance au feu. Des connecteurs sont alors installés sur le vieux plancher de bois et une mince couche de béton est coulée sur l’ancienne surface. Il est donc possible de rénover de vieux bâtiments rapidement et à faible coût. La technologie demeure tout de même intéressante pour la construction de nouveaux bâtiments de petite à moyenne portée. D’ailleurs, un projet innovant a été construit récemment en 2012 à l’Université de British Columbia (UBC) de Vancouver [9]. Il a été estimé que le plancher composite utilisé dans ce bâtiment a permis de réduire de 50% le poids total des planchers comparativement à une solution en béton. Les surcharges sur les fondations et les colonnes ont alors été fortement réduites. Ce récent projet démontre que les structures composites permettent au bâtiment en bois de construire sur de nouvelles portées tout en conservant une faible empreinte écologique et qu’il demeure un matériau de choix pour la construction multiétages [10].

Figure 2-2 - Earth Sciences Building, Canada [9]

2.2

Avantages d’un système composite

Les planchers traditionnels à ossature légère en bois peuvent souffrir de flèches excessives en service. Ces planchers sont aussi sensibles aux vibrations, souffrent d’une séparation acoustique insuffisante pour le bâtiment et ont une faible résistance au feu [11]. Ces problèmes peuvent être résolus en utilisant des structures composites bénéficiant de l’action

6

composite. L’action composite est l’interaction axiale produite par les connecteurs entre le bois et le béton. Le pourcentage d’action composite dépend du type de connecteurs utilisés, de leurs quantités, de la géométrie de la dalle de béton et de l’élément en bois en plus de la portée de la structure. Bien que les structures composites sont toujours en phase de développement et de compréhension, les méthodes de calculs sont suffisamment avancées pour être appliquées dans la plupart des utilisations [12].

Les avantages des structures bois-béton composites sont nombreux sont nombreux par rapport aux constructions uniquement en bois ou uniquement en béton et en voici quelques’ un. Tout d’abord les structures composites ont les avantages suivants vis-à-vis les structures uniquement en bois :

1. Une augmentation significative de la rigidité par rapport à un plancher de même épaisseur.

2. Une amélioration considérable de la performance acoustique.

3. Augmentation de la masse thermique. La masse thermique est un facteur important pour la consommation énergétique d’un bâtiment. Il faudra donc moins chauffer en hiver et moins refroidir le bâtiment en été ce qui influence le bilan énergétique et une diminution des coûts d’utilisation du bâtiment.[13]

En comparaison avec les structures uniquement en béton, il est possible de constater les avantages suivants :

1. Érection rapide du bâtiment grâce aux poutres en bois qui sont utilisés comme coffrage ou en systèmes préfabriqués.

2. Charge réduite sur les fondations de l’ouvrage

3. Charge sismique réduite puisque la masse permanente des étages est réduite par la présence du bois.

4. Possibilité d’utiliser le bois comme plafond décoratif et d’améliorer le confort des occupants.

5. Réduction des émissions de CO2, car le bois est neutre en carbone contrairement au béton qui pollue fortement lors de la production du ciment. Il est donc intéressant pour le concepteur d’avoir un degré d’action composite maximal afin de réduire les sections et de bénéficier au maximum des avantages de ces structures mixtes. Le comportement des poutres composites bois/béton est principalement influencé

7

par la méthode de connexion utilisée entre les deux matériaux. L’effet de l’action composite est montré à la Figure 2-3.

Figure 2-3 - Courbe charge-flèche de systèmes composites selon leur degré d'interaction d’après [14]

Pour une même charge, l’action composite permet d’augmenter la rigidité de la structure et de réduire la flèche en comparaison avec une solution non connectée. Contrairement aux structures composites acier-béton, les structures bois-bétons ont un généralement un comportement partiellement composite. Il y a donc un glissement observé entre la dalle de béton et la dalle de béton lorsqu’une charge est appliquée sur la structure et sous son poids propre. Une représentation est faite à la Figure 2-4.

8

2.3 Type de connecteurs

Dans une poutre composite, les connecteurs permettent la transmission de l’effort de cisaillement longitudinal à l’interface bois-béton. Ainsi, dans une travée en portée simple le cisaillement est plus élevé près des appuis ce qui nécessite généralement un nombre accru de connecteurs. L’espacement entre les connecteurs augmente alors graduellement jusqu’au centre de la portée où les efforts sont moindres. Les connecteurs limitent le glissement entre le bois et le béton causé par les forces externes. Les propriétés géométriques du système composite augmentent la résistance de la poutre, améliorent la rigidité flexionnelle et réduisent considérablement la flèche sous les charges de service comparativement à un système non-connecté. Il existe une multitude de connecteurs pour les poutres composites, mais ils sont généralement classifiés en deux grandes catégories. Les connecteurs ponctuels ou locaux qui comprennent les tirefonds, vis, clous, barre d’armatures collées, petites plaques d’aciers et les entailles transversales représentent la majorité des connecteurs ponctuels. Les connecteurs continus sont la deuxième catégorie de connecteurs existants. Parmi ceux-ci, les connecteurs tels que le HBV shear (HBV) de la compagnie allemande TiComTec ou les connexions collées. La Figure 2-5 montre le comportement charge-glissement de différents connecteurs fréquemment utilisés.

9

Les différents connecteurs ont donc tous des comportements différents. Certains connecteurs peuvent transférer une grande force entre le béton et le bois, mais admettent un glissement très faible à la rupture. À l’inverse, certains ont des comportements plus plastiques et des forces transférées généralement moindre. Racher a classifié les joints utilisés dans les charpentes en bois en fonction de leur rigidité ou de leur module de glissement, et de leur ductilité [16]. La rigidité (ks) est la pente de la section linéaire d’une

courbe charge-glissement qui est généralement exprimée en kN/mm. La pente est calculée entre 10% à 40% de la charge de rupture du connecteur de cisaillement. Ainsi, un connecteur considéré rigide possède une pente charge-glissement abrupte. La ductilité (Ds)

se résume au ratio du glissement à l’état ultime divisé par le glissement à la limite élastique du connecteur tel qu’illustré à la Figure 2-6. Toujours selon Racher, les joints avec des ductilité inférieur à 3 sont considérés fragiles ceux ayant une valeur de ductilité (Ds)

comprise entre 3 et 6 sont semi-ductiles et ceux avec Ds supérieur à 6 sont ductiles.

Figure 2-6 - Représentation de la rigidité (ks) et de la ductilité (Ds) d'une connexion (Gendron 2016)

Au niveau structurel, un connecteur peu ductile implique que la flèche à la rupture de la structure est très faible et qu’aucun signe avant-coureur ne se produit avant la rupture du système. La ductilité du système est donc une caractéristique recherchée dans les poutres composites bois-béton puisqu’elle permet de dissiper de l’énergie en plus de rendre le système sécuritaire. La vaste majorité des connecteurs sont en acier puisque la variabilité

10

des propriétés mécaniques de l’acier est très faible, son comportement est ductile et l’acier est très résistant en traction. Les connecteurs sont d’abords encrés dans la partie supérieure de la section de bois. Une partie significative du connecteur doit dépasser de la surface supérieure du bois afin d’être immergée dans la dalle de béton lorsqu’elle sera coulée et ainsi compléter la connexion.

2.3.1 Connecteurs ponctuels

2.3.1.1 Clous

Les clous permettent de créer facilement une action composite partielle. Tel que discuté en introduction, les clous ont été le premier type de connecteur utilisé entre le bois et le béton. Unnikrishna Pillai en 1977 a effectué 28 tests en cisaillement avec des clous communs de 3 et 5 mm de diamètre [17]. Les clous de 3 mm de diamètre ont obtenu des résultats de 2,2 kN et de 4,0 kN respectivement pour les clous droits et les clous inclinés à 45°. Les résistances ont augmenté à 5,2 kN (clous droits) et à 6,4 kN (clous inclinés à 45°) pour les clous de 5 mm de diamètre. Lors de tous les essais, les glissements étaient toujours supérieurs à 15mm à la rupture. Il a été conclu qu’il y avait un avantage à placer les clous en angles de 45° dans le sens du cisaillement puisque cette inclinaison augmente la résistance et la rigidité de la connexion. Cette augmentation est causée par le clou travaillant en traction ce qui est beaucoup plus favorable pour un élément élancé par rapport à la flexion d’un clou vertical. Il a aussi été conclu que l’espacement entre les clous ne devraient pas dépasser 10 fois leur diamètre, que la longueur immergée dans le béton devrait être d’au minimum 25 mm dans la zone en compression du béton et que la pénétration minimale d’enfoncement du clou dans le bois devrait être de deux tiers la longueur du clou.

Plus récemment, Branco et al. ont utilisé des clous lisses ordinaires de 70mm ayant un diamètre de 3,4mm disposés en paires croisées pour des essais de cisaillement [18]. Ces essais ont validé que la pénétration dans le bois devait être d’environ 11 fois le diamètre du clou pour en maximiser leur efficacité. Une rigidité ks de 14,65 kN/mm, une résistance

maximale en cisaillement de 8,06 kN par paire de clous à un glissement de 9,85mm ont été calculés et observés.

2.3.1.2 Vis

Les premières vis spécifiquement conçues pour les systèmes bois-béton composites sont apparus au début des années 1990 tel que mentionné par Meierhofer [19]. Les vis SFS-VB

11

ont une section de 100mm filetée pour être insérée dans la section de bois et la section supérieure de 45mm de la vis est lisse pour s’ancrer dans le béton tel que montré à la Figure 2-7.

Figure 2-7 - Vis SFS installées en paires à un angle de 45° [20]

2.3.1.3 Connecteurs composites ductiles

Les connecteurs composites ductiles [21] sont un nouveau type de connecteur qui utilise intelligemment l’acier et le BFUP afin de concevoir un connecteur adaptatif à la poutre conçue. La géométrie du connecteur est montrée à la Figure 2-8. En modifiant le diamètre de la tige en acier ainsi que le diamètre du cylindre de BFUP entourant l’acier, il est possible d’obtenir plusieurs comportements différents. En effet, le diamètre de la tige d’acier influence la résistance maximale du connecteur tandis que le diamètre du cylindre en BFUP influence davantage la rigidité du connecteur. Donc, il est théoriquement possible de concevoir une connexion optimale pour une certaine portée en fonction du chargement désiré. Les travaux sur ce type de connecteur ont été poursuivis avec la fabrication de 2 poutres de 9m de longueur et 27 différentes configurations de connecteurs testés chacune à 3 répétitions avec un essai de cisaillement asymétrique [15]. Les poutres testées en flexion sur 6 points (2 appuis simples + 4 points de charge) ont cependant été moins ductiles que prévues initialement. La courbe charge/déplacement caractéristique au connecteur a été modifiée à la suite de l’essai de flexion. Cette modification serait causée principalement par la friction importante lors de l’essai de cisaillement excentrique.

12

Figure 2-8 - Géométrie et comportement des connecteurs composites ductiles [21]

2.3.1.4 Entailles transversales

Les entailles sont généralement usinées dans la section de bois puis ensuite remplies de béton lors de la coulée pour ainsi connecter le bois et le béton. Les entailles peuvent prendre la forme d’entailles dentées, crénelées ou trouées dans le bois. Otto propose de renforcer le béton dans les entailles de bois en ajoutant des étriers d’acier ou des vis d’acier enfoncées dans le bois tel que montré à la Figure 2-9 [22]. L’ajout de vis permet d’empêcher le soulèvement du béton tout en augmentant la résistance en cisaillement souvent critique au niveau du béton dans directement dans les entailles. Les entailles ont la particularité d’être une connexion très rigide. Ainsi, l’action composite est très près de l’action totale ce qui améliore le comportement de la poutre en service et réduit la quantité de matériaux nécessaires lors de la conception. Par la suite, Deperraz propose des entailles à section variable qui varie en fonction de l’effort à transférer. Les entailles sont donc plus profondes aux extrémités ou les cisaillements horizontaux sont les plus élevés et minimales vers le centre de la poutre [23].

13

Plus récemment, un brevet propose de renfoncer des entailles de formes trapézoïdale dans le bois par des éléments en acier de section identique montré à la Figure 2-10 [24]. Ce brevet considère que ce système accélère le temps de construction en chantier, car les éléments d’acier sont ajoutés facilement à la main sans aucun outil.

Les progrès récents dans les techniques de fabrication des bois d’ingénierie tel le bois lamellé-collé permet maintenant aux ingénieurs de réaliser des géométries plus complexes et plus optimisées aux niveaux des entailles. Ainsi, Selçukoglu propose une géométrie d’entaille qui exploite le comportement ductile du bois en compression montrée à la Figure 2-11 [25]. Selçukoglu mentionne qu’il est important de vérifier plusieurs facteurs lors du dimensionnement des entailles [25]. En effet, l’espacement longitudinal entre les entailles doit être suffisant afin de s’assurer que le bois ne se rompt pas en cisaillement entre deux

Figure 2-9 - Brevet d'invention de Otto [22]

14

entailles (rupture fragile), mais en compression au niveau de l’entaille (rupture ductile). (Voir Figure 2-12).

Figure 2-12 - Rupture fragile typique en cisaillement (gauche) et rupture ductile en compression (droite) [25]

Avec un dimensionnement ingénieux, Selçukoglu a obtenu un excellent comportement très ductile tout en conservant l’excellente rigidité des entailles et en obtenant un glissement maximal à la rupture de plus de 10mm (Voir Figure 2-13). Les entailles montrent des comportements rigides et ductiles.

15

Figure 2-13 - Comportement de 3 entailles ductiles dans le bois lamellé-collé

2.3.2 Connecteurs Continus

2.3.2.1 Colles

La colle peut être appliquée directement sur la surface supérieure du bois tout juste avant la coulée du béton. En durcissant, la colle transfert les efforts entre le bois et le béton et permet une action composite presque totale. Cependant, cette technique est peu recommandée sur le chantier puisqu’il est difficile de contrôler l’épaisseur de la colle ainsi que les délais de la coulée de béton avant que la colle fige. De plus, lors de la coulée, le béton peut déplacer et modifier l’épaisseur de la colle. En 2009, Le Roy a amélioré le processus pour obtenir un procédé dit sec qui élimine le problème d’épaisseur de la colle, cependant ce procédé est seulement applicable si le système est préfabriqué[26]. Puis, en 2011, Costa a identifié les paramètres importants qui doivent être considérés lors de la construction de poutres bois-béton utilisant une connexion collée [27] :

- Les conditions environnementales avant et après le collage;

- Le taux d’humidité du bois et la variabilité de la résistance en tension; - La compatibilité du béton et de la colle;

- La compatibilité de la colle avec les traitements de préservation; - L’effet des charges répétées (comportement à la fatigue); - Le comportement à long terme (fluage et fatigue) du système;

16

Les connexions collées présentent une rupture fragile puisqu’aucun glissement ne s’effectue à l’interface avant la rupture du bois en flexion/traction ou du béton en compression. À l’inverse ce faible glissement crée une action quasi-totale entre les deux matériaux ce qui permet d’obtenir une rigidité flexionnelle maximale.

2.3.2.2 Plaque Métallique

Les premiers essais de plaques métalliques en flexion et cisaillement comme connecteur composite ont été réalisés en 2000 [28]. Cette connexion est très rigide et permet d’obtenir un degré d’action composite très élevé. Ce produit est désormais fabriqué par une compagnie allemande et une représentation est disponible à la Figure 2-14. Pour l’installation de ce connecteur, un trait de scie doit être effectué dans la surface supérieure de l’élément en bois. Par la suite, le connecteur y est inséré et collé en place avec l’aide d’une colle époxy spécifique à ce produit. Une fois la colle durcit, le béton peut être coulé en place. Le mécanisme de rupture est alors le cisaillement de la plaque métallique à l’interface bois-béton ce qui permet d’obtenir une plus faible variabilité sur la rigidité et sur la charge maximale puisque le comportement de l’acier gouverne la connexion. Cette technologie a été utilisée sur plusieurs ponts et planchers de bâtiments. Le glissement de la structure est relativement faible alors une bonne conception doit être effectuée afin d’assurer un caractère ductile à la structure. Des essais ont été réalisés par le passé à l’Université Laval. La rigidité de la connexion qui a été obtenue est (ks=819 N/mm2) et une

charge maximale de 110 kN pour une longueur de 500mm.

(a) (b)

Figure 2-14 - (a) Connecteurs continus HBV Shear tiré de [29]; (b) Courbes charge-glissement de 500 mm de HBV en essai de cisaillement Push-Out aussi tiré de [29]

17

2.4 Méthodes de calcul

2.4.1 Méthode Gamma

La méthode Gamma est la technique la plus utilisée pour calculer les poutres partiellement composites bois-béton. Cette technique fût proposée en 1956 par Möhler [30] et elle est présente dans l’Eurocode 5 [31]. Cette méthode simplifiée prend en considération la rigidité de la connexion afin de déterminer la rigidité flexionnelle du système composite. Il s’agit d’une technique linéaire élastique qui permet d’obtenir de très bons résultats dans la phase linéaire du comportement, mais qui ne représentent pas parfaitement le comportement à l’ultime de la poutre. Néanmoins, la technique peut être utilisée pour calculer la résistance ultime de la poutre. La rigidité du connecteur à l’ultime est souvent pondérée d’un facteur 2/3 vis-à-vis la rigidité en service afin de réduire la rigidité des connecteurs à l’ultime et d’obtenir une résistance ultime du système qui concorde davantage au comportement réel de la poutre mixte [31].

La méthode consiste à utiliser un facteur de réduction connu sous le nom de gamma (γ) qui varie de 0 à 1. Un coefficient de 0 signifie qu’il n’y a aucune action composite et que les 2 matériaux contribuent de façon indépendante alors qu’un coefficient très près de 1 signifie une très forte action composite. Le facteur gamma est calculé avec l’équation 2-1.

𝛾 = 1

1 +𝜋2𝐸𝑐𝐴𝑐 𝑘𝐿2

2-1

Ec est le module de Young du béton, Ac est l’aire de la section de béton, k est la rigidité en service du connecteur utilisé en Force/longueur2 _{qui est déterminer entre 10 et 40% de la}

charge maximale de celui-ci lors du test de cisaillement [32] et L est la longueur de la poutre composite. La rigidité flexionnelle obtenue par la méthode Gamma varie entre 2 extrêmes soient les équations 2-2 et 2-3 [5] représentant respectivement une action composite nulle et parfaite.

18 𝐸𝐼𝑚𝑎𝑥= 𝐸𝐼𝑚𝑖𝑛+ (𝐸𝐴)∗_𝑟2 1 +𝜋2(𝐸𝐴)∗ 𝑘𝐿2 , (𝐸𝐴)∗_{= ((𝐸} 𝑐𝐴𝑐)−1+ (𝐸𝑤∗ 𝐴𝑤)−1)−1 2-3

Dans les équations précédentes, Ec et Ew sont respectivement les modules de Young du

béton et du bois. Ic et Iw sont les inerties des sections de béton et de bois. Finalement, Ac

et Aw sont les aires des sections de béton et de bois.

Avec le coefficient gamma, il est possible de trouver l’axe neutre effectif du système composite. Les bras de levier du bois et du béton peuvent alors être calculés avec les équations 2-4 et 2-5. 𝑎𝑤= 𝛾𝐸𝑐𝐴𝑐(ℎ𝑐+ ℎ𝑤) 2(𝛾𝐸𝑐𝐴𝑐+ 𝐸𝑤𝐴𝑤) 2-4 𝑎𝑐 = (ℎ𝑐+ ℎ𝑤) 2 − 𝑎𝑤 2-5

Où hc et hw sont respectivement les hauteurs des sections de béton et de bois. Il est alors

possible de calculer la rigidité flexionnelle effective avec le système partiellement connecté avec l’équation

𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓= 𝐸𝑐(𝐼𝑐+ 𝛾𝐴𝑐𝑎𝑐2) + 𝐸𝑤(𝐼𝑤+ 𝐴𝑤𝑎𝑤2) 2-6 La Figure 2-15 montre la distribution des contraintes dans une poutre mixte bois-béton. Les efforts de compression dans le béton et de traction dans le bois sont additionnés aux contraintes de flexions pures et permettent d’obtenir une augmentation de la rigidité.

19

Les contraintes peuvent être calculées avec les équations 2-7 et 2-8.

𝜎𝑐,𝑁= 𝛾𝐸𝑐𝐴𝑐𝑀 𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓 , 𝜎𝑡,𝑁 𝐸𝑤𝐴𝑤𝑀 𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓 2-7 𝜎𝑐,𝐵 = 0.5𝐸𝑐𝐴𝑐𝑀 𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓 , 𝜎𝑡,𝐵 = 0.5𝐸𝑤𝐴𝑤𝑀 𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓 2-8

Où la notation B représente les contraintes de flexion et la notation N représente les contraintes normales pour les 2 matériaux.

2.4.2 Méthode du cisaillement fixé

Cette méthode est une technique bilinéaire. En 1999, Van der Linden a proposé cette méthode nommée (Frozen Shear Method) qui est une méthode dérivée de la méthode Gamma. Cette technique considère cependant le caractère plastique des connecteurs et représente donc mieux le comportement ultime de la structure. Lorsque le cisaillement dans le connecteur le plus sollicité atteint la limite élastique du connecteur (Qy), il est considéré que tous les connecteurs conservent leur niveau de chargement et se plastifient. Ainsi, passé cet instant, la poutre n’agit plus comme une poutre composite, mais comme 2 éléments distincts. La rigidité flexionnelle devient donc égale à EImin tel que calculé

précédemment dans le paragraphe concernant la méthode gamma (voir équation 2-2). L’effort dans les connecteurs peut être calculé avec l’équation 2-9.

𝑞 =𝛾𝐸𝑐𝐴𝑐𝑎𝑐𝑉𝑓 𝐸𝐼𝑒𝑓𝑓

≤ 𝑄𝑦 2-9

Dans cette équation, q est le cisaillement dans le connecteur et Vf est le cisaillement vertical

sollicitant à la position du connecteur.

Cette méthode bilinéaire permet d’obtenir un comportement charge-flèche élastique plastique du connecteur. Cette méthode est plus précise que la méthode gamma lorsque la poutre a été conçue pour se plastifier. Cette méthode sous-estime le comportement réel puisque tous les connecteurs se plastifient au même instant ce qui n’est pas le cas dans une poutre composite puisque les connecteurs aux extrémités de la poutre sont plus sollicités. La distribution des contraintes dans les connecteurs est montrée à la Figure 2-16.

20

Figure 2-16 - Distribution des contraintes dans les connecteurs d'une poutre mixte calculé selon la méthode de cisaillement fixé depuis [34]

2.4.3 Méthode de Newmark non-linéaire

Il s’agit d’une méthode numérique développé à l’Université Laval [35]. Le système composite est divisé en couche puis les équations différentielles suivantes sont résolues, soit l’équation de Newmark couplé avec la théorie d’Euler-Bernouilli.

d2 dx(EImin∆"(x) + N(x)d) = q(x) 2-10 d dx( 1 Ks dN(x) dx ) − 1 𝐸𝐴∗N(x) + ∆"(x)d = 0 2-11 Les équations différentielles ont pour avantage de prendre en considération le véritable comportement du connecteur jusqu’à sa rupture. Dans l’équation, ∆"(𝑥) est la flèche de la poutre composite, N(x) est la force axiale, q(x) est la charge uniforme sur la poutre et 𝐸𝐴∗est un paramètre de rigidité axial défini dans l’équation 2-12.

𝐸𝐴∗_{= (} 1 𝐸𝑐𝐴𝑐 + 1 𝐴𝑤𝐸𝑤 ) −1 2-12

21

2.5 Propriétés des matériaux

La section 2.6 traite des divers matériaux qui ont été utilisé au cours du projet de maîtrise.

2.5.1 Béton

Dans ce rapport, tous les calculs préliminaires ont utilisé les résistances des bétons données par les fiches techniques. Des essais ont par la suite été effectués sur des cylindres de béton conformément aux normes ASTM C39M et ASTM C469 [36], [37].

2.5.1.1 Béton haute performance (BHP)

Le béton haute performance possède des résistances supérieures à 50MPa à 28 jours. Ils sont apparus à la fin des années 1980. Ils ont des propriétés intéressantes à l’état frais qui facilitent son placement. Des ajouts pouzzolaniques telle la fumée silice permettent de réduire la porosité du squelette granulaire et d’en augmenter les résistances. Le rapport eau/ciment (e/c) des BHP oscille entre 0,3 et 0,4 ce qui est plus faible que celui des bétons traditionnels qui oscillent entre 0,45 et 0,6. Un superplastifiant doit être utilisé afin de faciliter sa mise en place dû à son faible ratio e/c. Les BHP ont un comportement fragile en compression et en traction.

Dans ce travail de maîtrise, seulement 1 type de BHP a été utilisé. Les caractéristiques du HP-S10 sont présentées dans le Tableau 2-1 et comparés avec les BFUP utilisés.

2.5.1.2 Béton fibré à ultra-haute performance (BFUP)

Les bétons fibrés à ultra-haute performance (BFUP) sont le résultat de plusieurs années de recherche dans le domaine des adjuvants, des ajouts cimentaires et des méthodes de formulation. Un BFUP est un béton qui obtient un minimum de 120 MPa de résistance en compression et de l’ordre de 7 MPa en traction directe. La présence de fibres dans la matrice qu’elles soient métalliques, polymères, minérales ou autres confère le caractère ductile au matériau. En effet, les BFUP ont la capacité de se déformer plastiquement sans se rompre. Cette propriété permet d’éliminer l’armature passive traditionnelle et de réduire la quantité d’armature requise dans un élément. Le BFUP présente beaucoup d’avantages puisqu’il s’agit d’un matériau possédant un étalement supérieur à 200mm qui est facile à placer à l’horizontal. La faible porosité du matériau protège bien les barres d’armatures. Il possède une grande résistance à l’abrasion et aux chocs en plus d’une grande résistance à court terme (24 à 48 h). Les BFUP possèdent des rapports e/c très faibles inférieurs à 0,25. Les

22

fibres représentent habituellement 2% du volume total du béton, mais leur proportion peut varier de 1 à 4% du volume total du béton. La quantité de fibres augmente la résistance en traction et en flexion du béton, mais n’influence que très peu la résistance en compression du BFUP. Le comportement ductile des BFUP est présenté à la Figure 2-17 d’après Guenet[38]. Les caractéristiques mécaniques des BFUP utilisés sont présentées au Tableau 2-1.

Figure 2-17 - Comportement en traction des Bétons Ordinaires (BO), Bétons Renforcés de Fibres (BRF) et des BFUP avec et sans phase écrouissante d’après [38]

Tableau 2-1 – Propriétés mécaniques du BHP et BFUP utilisés

Propriétés BHP (HP-S10) BFUP (UP-F2) BFUP (Durabex) Résistance en compression à 28 jours (MPa) 60.0 120.0 98.0 Résistance en flexion

à 28 jours (MPa) 14.0 Non. Disponible 14.0

Résistance en traction

à 28 jours (MPa) Non. Disponible 8.0 7.8

Module élastique à 28 jours

23

2.5.2 Bois

2.5.2.1 Bois lamellé-collé (BLC)

Le bois lamellé-collé est un bois d’ingénierie. Il est composé de petites lamelles qui sont collées ensemble à l’aide de colle haute performance. Les lamelles sont collées parallèlement ce qui assure d’excellentes résistances dans l’axe fort de la poutre. Les poutres en bois lamellé-collé peuvent être courbées lors du collage afin de construire des arches ou bien dans le but de fabriquer une contre-flèche. Les pièces sont utilisées comme poutres ou comme colonnes dans les différents ouvrages.

Les propriétés mécaniques des pièces en bois lamellé-collé sont très élevées pour des pièces de bois. Le bois lamellé-collé peut être utilisé afin de construire des ouvrages légers. En effet, les pièces de bois ont un très bon rapport résistance/poids. Les structures en bois lamellé-collé permettent la construction sur de grandes portées tel le projet du pont de la forêt Montmorency d’une portée de 33 m (voir Figure 2-18) [44]. Les propriétés des pièces en bois lamellé-collé utilisées lors de ce projet sont présentées au Tableau 2-2.

24 2.5.2.2 Bois lamellé-croisé (CLT)

Le bois lamellé-croisé (Cross Laminated Timber, CLT) en anglais est apparu dans les années 1990 en Autriche et en Allemagne. Les panneaux sont fabriqués à partir de lamelles de bois empilées perpendiculaires à 90°à l’aide d’adhésifs structuraux. Les panneaux comportent au minimum 3 couches de lamelles. Les lamelles extérieures sont toujours orientées dans la même direction qui est nommée le sens principal du panneau. En effet, il s’agit d’un panneau qui est principalement unidirectionnel. Certains panneaux utilisent une double couche longitudinale sur le dessus et le dessous du panneau afin d’obtenir une plus grande résistance structurale. Les largeurs sont d’un maximum de 2,4 m pour des raisons de transport et la longueur inférieure à 20 m pour la même raison.

Les panneaux CLT permettent une construction rapide sur le chantier. Les panneaux peuvent être utilisés pour construire tout le bâtiment allant des planchers aux murs de refends en passant par les murs extérieurs. Des panneaux plus minces sont utilisés lorsque les efforts sont faibles et l’épaisseur du panneau augmente lorsque les efforts sont plus élevés. Les pièces de bois sont découpées à l’usine à l’aide de bras robotisés et seulement quelques plaques et quelques vis d’acier sont nécessaires sur le chantier. Il est maintenant possible de construire 12 étages complètement en bois massif au bois au Canada. Le projet origine à Québec comporte 13 étages en incluant le podium de béton. Deux images du projet sont montrées à la Figure 2-19 [40]. Les propriétés de conception des pièces en bois lamellé-croisé utilisées lors de ce projet sont présentées au Tableau 2-2.

(a) (b)

Figure 2-19 - Projet origine (a) Photo du bâtiment Origine; (b) Déplacement d’un panneau de CLT sur chantier [40].

25

Tableau 2-2 - Propriétés de conception du bois lamellé-collé et CLT (valeurs pour l’orientation longitudinal seulement) [41]

Produit Nordic Lam Nordic X-Lam

Classe contraintes 24F-ES/NPG E1

Moment de flexion (Fb) 30.7 MPa 28.2 MPa

Cisaillement longitudinal (Fv)

2.5 MPa 1.5 MPa

Module élastique réel (E) 13 100 MPa 11 700 MPa

Module élastique apparent (Ea)

12 400 MPa 11 700 MPa

Compression de fil (Fc) 33.0 MPa 19.3 kg/m3

Traction de fil (Ft) 20.4 MPa 15.4 MPa

Densité Moyenne (G) 0.47 0.42

26

Chapitre 3 : Development of a Rigid-Ductile Notch Connector for

Timber Composite Structures with Cross Laminated and Glued

Laminated Timber

Résumé

Les structures en dalles bois-béton composites (BBC) constituent une solution émergente pour les bâtiments à plusieurs étages en bois. Le comportement des BBC est fortement influencé par le comportement et la rigidité des connecteurs. Il est donc primordial d'utiliser une connexion efficace dans une dalle composite. Un tel système de connexion est généralement très coûteux à installer ou à acheter. L'objectif de ce travail est de développer une entaille ductile de faible profondeur adaptée au bois lamellé-croisé (CLT) et à la dalle en bois lamellé-collé. La conception de l’entaille est exécutée pour obtenir plusieurs configurations tout en assurant un comportement ductile de l’entaille. 14 configurations sont testées avec du béton haute performance (HPC) et du béton fibré à ultra-haute performance (BFUP). L'effet de la présence d’un isolant acoustique entre le bois et la dalle de béton est également analysé. Enfin, une conception est réalisée pour une dalle BBC de 9 m de portée qui respecte le Code national du bâtiment du Canada (CNBC).

27

Abstract

Timber-concrete composite (TCC) slab structures is an emerging solution for timber multi-story buildings. As the behavior of the TCC is strongly influenced by the connectors behavior and rigidity, it is important to use a cost-efficient connexion in a composite slab. Such connexion system are usually very expensive to install or to purchase. The objective of this work was to develop an inexpensive and ductile notch connector, which is adapted to Cross-Laminated Timber (CLT). The design of the notch connexion was optimized in order to obtain a ductile behavior of the connexion shear behavior. In total, 14 configurations were tested by using both High Performance Concrete (HPC) and Ultra-High Performance Fiber Reinforced Concrete (UHPFRC). Therefore, the effects of the presence of an acoustic insulation between the timber and the concrete slab we also analysed. Finally, an example of design is presented for a TCC slab of 9 m span according to the National Building Code of Canada (NBCC).

28

3.1 Introduction

Timber-concrete composite (TCC) allows fostering structural performances by taking advantage of both materials, e.g., timber provides tensile strength and lightness, while the concrete slab enhances the overall stiffness, vibrations and the acoustic insulation [42]. Moreover, from an ecological point of view, the positive effect of timber on the Global Warming Potential (GWP) can compensate the carbon emission due to concrete [43], [44]. As for applications, TCC beams have been successfully employed to rehabilitate existing timber floors, residential floor and small and medium span bridge [11], [45], [46], but their use in new floors construction has been limited by the lack of design guideline [47].

In TCC structures, the concrete slab works mostly in compression, while the timber is under a combined action of tension and bending. Thus, the connection system allows transferring the horizontal shear and developing a composite action which enhances the structural stiffness and the load-carrying capacity. In the last decades, several mechanical connectors have been developed to transfer longitudinal shear forces and guarantee an effective composite action, such as: screws, studs, glued steel plates [48], notch connections [25], concrete-steel composite connectors [21], etc. Connections are characterized in terms of the relationship between the shear force and the slip between concrete and timber as shown for example in Figure 3-1 [11]. Notch connections are often characterized by high rigidity, i.e., a relatively high shear resistance at small slip of about 5 mm. The glued connections also exhibit high stiffness, but their collapse is often rather brittle. Lately, ductile connections, such as steel mesh plate [49] and elongated composite connectors [21], have been developed to provide structural ductility, which allows warning signals before a collapse and stress redistribution in hyperstatic structures [50]. A recent work employed screw reinforcement against splitting in order prevents a brittle failures [51]. Selçukoglu and Zwicky have developed a ductile notch for TCC structures made of concrete and Glued Laminated Timber (GLULAM) by taking advantage of the ductility of timber in compression [25]. In more details, to achieve a ductile connection, the spacing and depth of the notch were chosen to assure that the compression failure mode of timber occurs before the shear failure mode of timber on a plane surface. The deep notch configuration allowed significant plasticization of timber (i.e., crushing in compression) with an elasto-plastic shear-slip relationship up to 10 mm of slip (see “Ductile notch” Figure 3-1).

29 .

Figure 3-1 - Comparisons of different connection systems after [Yeoh et aL,2010]

The present work aims at developing a ductile notch connector for GLULAM as well as for CLT which are emerging for residential floors in multi-story application in Canada. Developing a ductile notch connection for concrete-CLT structures is particularly promising as modern computer numerical control (CNC) machine allows carving almost any desired notch shape with a very high precision and low cost.

The article is structured as follows: Section 3.2 introduces the connector’s concept and the dimensioning; Section 3.3 presents and discusses the experimental tests performed; Section 3.4 compares the rigidity of the connector with actual connection method and Section 3.5 predicts the structural behavior of a TCC structure using this connection shear law.

30

3.2 Materials and methods

3.2.1 Materials

The CLT and GLULAM employed in this work are Canadian-made and available under the commercial name of Nordic X-Lam 175-5s classified E1 and Nordic-Lam 24F-ES/NPG, respectively. The mechanical design properties of timber were assumed from the manufacturer technical specifications as reported in Table 3-1 [41], where E is the Young’s modulus, fc is the compressive strength, ft is the tensile strength, fcc is the confined

compressive strength (in the following a superscript C or T will be employed to refer concrete or timber, respectively). The maximal confined compressive strength of the timber T

cc

f was experimentally estimated by forcing a rectangular flat steel bloc with an area of 200 mm by 35 mm into the timber as shown in Figure 3-2. The mean value of the confined compressive strength was 40.7 MPa for the CLT with a Coefficient of Variation (COV) of 5.8 MPa. By considering a normal distribution, the characteristic compressive strength with 95% fractile is about 50 MPa.

(a) (b)

Figure 3-2 – Confined compressive strength of the wood test set-up (a) lateral and top view of the test and (b) photo of the test

Without considering a probabilistic approach, a concrete with a compressive strength of 60MPa may likely avoid the concrete crushing. The High Performance Concrete (HPC) was characterized by a compressive strength C

c

31

under the name HP-S10 King. The pre-blended package contains Portland cement, silica fume, aggregates smaller than 10 mm and air-entraining admixture. Two kinds of commercially available UHPFRC were also employed: (i) an UHPFRC#1 reinforced by steel fiber with a volume content of 2%, which is commercially available under the name KING UP-F2. The steel fiber has a length of 12.7 mm and a diameter of 0.2 mm; (ii) the second one is an UHPFRC#2 reinforced with 2% volume content of polyvinyl alcohol fibers, which is commercially available under the name by Béton Génials. The latter is an ecological UHPFRC because it recycles glass powder in the mix design [52]. The compressive strength was determined by standard tests on cylindrical sample of 200 mm height and 100 mm diameter according to standard ASTM C39M-18 [36].

For the connection, the screws called ASSY plus VG s with cylindrical head-AW 40 produced by MyTiCon were used. The threaded screws have a diameter of 8 mm and a length of 180 mm. For the case with insulation, a longer screw with a length of 200 mm was employed to have the same embedded length (155 mm) for all tested configurations. Two kinds of insulation were used: (i) the first insulation used is an acoustic insulation named SONOpan II produced by MSL with a thickness of 19 mm (ti). The second is also produced by MSL but is named SONOclimat Eco 4, this product has equivalent mechanical properties to the SONOpan II but is approximately 6 mm thicker. A polyethylene film was placed between the concrete and the timber to avoid water exchanges.

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Table 3-1 - Mechanical design properties of materials used in the push-out tests

Component Name E (GPa) fb (MPa) ft (MPa) fc (MPa) Timber Glulam 12.4 30.7 20.4 33.0 CLT 11.7 28,2 15,4 19,3 Concrete UHPFRC#1 37.0 - 8.0 120 UHPFRC#2 39.9 - 7.8 98 HPC 31.2 4.65 60 Insulation Thickness(mm) Density (kg/m3) Type 1 19.0 224 Type 2 25.4 265 Screws 8 mm x 180-200 mm, thread length 164-184 mm

Factored Lateral Strength resistance (N) 2321

3.2.2 Notch connection design

The developed notch connector for both glulam and CLT was conceived to achieve a ductile failure of timber crushing in compression. The width of all notches was fixed at about 200 mm. Figure 3-3 schematically shows the stress distribution of the assumed failure modes, such as: (i) timber compressive stresses T

c



at the vertical interface between concrete and timber; (ii) concrete shear stress



C _{on the horizontal plan; (iii): shear stress}

t



at the vertical plan in timber, where the superscript T or C stands for timber or concrete, respectively. The notch was designed to ensure the ductile timber failure in compression (

T T

c fcc



= ) occurs before the shear failure of concrete (C =_maxC _{) or timber (}

max

T T

 = ). Also, it is important that the concrete compressive strength C

c

f is enough greater than the confined compressive strength T

cc

f of timber to avoid concrete crashing in compression. The resulting forces are shown in Figure 3-3: (i) the compressive timber forces at acting on the notch vertical face T T

cc n

C = f D w; (ii) the shear concrete force C C n