uhpfrc 2009 – november 17 18 – marseille, france

UHPFRC 2009 – November 17 th & 18th – Marseille, France

1

Expérimentation et modélisation de poteaux droits et de forme Y en BFUHP précontraints sous l’action d’un chargement vertical excentré

Projet du Musée des Civilisations de l’Europe et de la Méditerranée (MuCEM) Philippe RIVILLON

Ingénieur Université Paris-Est Centre Scientifique et Technique du Bâtiment Marne la Vallée, France

Jacques PORTELATINE Ingénieur Art & métiers - CHEBAP PDG du BET SICA SA Société d’Ingénieurs Conseils Associés Marseille et Tours - France

Florence NICOLAS Ingénieur INSA Strasbourg BET SICA SA

Résumé Dans le cadre de la réalisation du Musée des Civilisations de l’Europe et de la Méditerranée (MuCEM), les poteaux droits et de forme Y de la structure seront réalisés en utilisant un procédé innovant couplant l’emploi de béton fibré à ultra hautes performances (BFUHP) avec une précontrainte axiale. Comme pour toute innovation, une justification de la faisabilité d’un tel ouvrage et de la validité des paramètres de calcul retenus pour leur dimensionnement ont été nécessaires. Le présent document présente l’expérimentation réalisée au CSTB sur ces poteaux en vraie grandeur et la modélisation réalisés par le bureau d’étude SICA sur le même ouvrage.

Keywords: Musée, essais, modélisation, poteaux, précontrainte, béton fibré à ultra hautes performances, forme spécifique.

1. Introduction Dans le cadre du projet de construction du Musée des Civilisations de l’Europe et de la Méditerranée, l’architecte Rudy Ricciotti propose un procédé innovant utilisant la technologie béton fibré à ultra hautes performances (BFUHP) associée à une précontrainte axiale pour la réalisation des poteaux destinés à supporter plusieurs niveaux de planchers sur trois cotés de l’ouvrage. Une expérimentation a été commandée par l’EMOC - Etablissement Public de Maîtrise d’Ouvrage de Travaux Culturels afin de vérifier préalablement la faisabilité d’un tel projet depuis la phase de fabrication, de mise en œuvre de la précontrainte et la validation par l’essai du dimensionnement et des paramètres retenus pour le calcul. Le programme expérimental consistait à fabriquer, assembler et appliquer sur deux modèles de poteaux un chargement vertical monotone croissant excentré jusqu’à la ruine de l’ouvrage. Trois poteaux droits et trois poteaux en Y ont été réalisés à partir de trois BFUHP présent sur le marché français. L’ensemble de l’application s’est déroulée entre mars et juillet 2009.

2. Définition du programme expérimental

2.1. Les acteurs du programme d’essais

Le programme des essais, la conception et le dimensionnement des corps d’épreuve ont été définis par le bureau d’étude SICA. La réalisation des corps d’épreuve a été confiée à la société BONNA SABLA. Les fournisseurs du BFUHP sont LAFARGE, EIFFAGE et VICAT. La conception du dispositif d’essais, l’assemblage des corps d’épreuve sur le site d’essais, la réalisation des essais et mesures ont été effectués par le CSTB. L’analyse des résultats et le recoupement par calculs numériques ont été réalisés par le bureau d’étude SICA.

Designing and Building with UHPFRC : State of the Art and Development

2

2.2. Programme des essais

Le programme des essais est défini dans le tableau ci-dessous

Tableau 1 Programme des essais

N° d’essais Forme du poteau Fournisseur du BFUHP

Dimensions du poteau

(m)

Mesures

1 Poteau droit EIFFAGE H = 5,50 2 Poteau droit VICAT H = 5,50 3 Poteau droit LAFARGE H = 5,50 4 Poteau Y EIFFAGE H x L = 5,35x2,24 5 Poteau Y VICAT H x L = 5,35x2,24 6 Poteau Y LAFARGE H x L = 5,35x2,24

Efforts appliqués Déformations Déplacements

2.3. Description des corps d’épreuve

2.3.1. Poteau droit

Le corps d’épreuve est constitué de : • un poteau droit en BFUHP • un massif de pied en béton C60/75 • un massif de tête en béton C60/75

Pour des raisons liées à des problématiques d’assemblage en laboratoire, le massif de tête est directement réalisé en usine par reprise de bétonnage sur la tête du poteau. Afin d’appliquer la post-contrainte entre les trois éléments, poteau et massifs sont équipés de 2 gaines annelées permettant le passage de 2 câbles T15 par gaine. L’assemblage du corps d’épreuve sur le site du CSTB est réalisé comme suit :

• mise en place du massif de pied • levage, positionnement et maintien du poteau dans la réservation prévue sur le massif de

pied • remplissage du jeu poteau/massif avec un mortier de calage • séchage du mortier (~20 heures) • mise en tension des câbles à 65% Frg

Fig. 1 vue des ancrages de précontrainte

sur le massif de tête

Fig. 2 Calage au mortier entre Poteau et massif de

pied


3

Massif de pied en béton C60/75

Massif de tête en béton C60/75

Jonction entre le poteau en BFUHP et le massif de tête

Poteau en BFUHP

1 000 550

700

5 5

00

1 3

50

Ø 250

440

900 1 600

40

Fig. 3 Corps d’épreuve Poteau droit

Fig. 4 vue d’ensemble du corps d’épreuve

2.3.2. Poteau de forme Y

Le corps d’épreuve est réalisé suivant le même principe que le poteau droit, à savoir, un massif de pied en béton armé C60/75, un poteau BFUHP de forme Y asymétrique dont les 2 branches sont liaisonnées en tête par un massif en béton armé C60/75. La reprise de bétonnage est réalisée sur le site de production. Les 2 gaines recevant respectivement 2 câbles T15 se séparent depuis le pied du poteau dans chacune des branches. Les câbles sont tendus également à 65% Frg. Le protocole d’assemblage est également identique à celui du poteau droit.

Schéma Erreur ! Il n'y a pas de texte répondant à ce style dans ce document. .1 : Descr iption du poteau (mesures faites sur le poteau)

Ø 300

Ø 200 Ø 200

Jonction entre le poteau en BFUHP et le massif de tête

500

395

900

700

2 240

1 600

1 350

100

2 550

2 780

X

Z

Y

Massif de tête en béton C60/75

Massif de pied en béton C60/75

Poteau en BSI

BRAS D BRAS G

Fig. 5 Corps d’épreuve poteau Y

Fig. 6 Vue d’ensemble du corps d’épreuve


4

Fig. 7 Coupe verticale sur massif de pied

Fig. 8 vue en plan du massif de pied

2.4. Dispositif expérimental

2.4.1. Dispositif d’essai

Le dispositif d’essai est conçu pour permettre l’application d’un effort en tête du corps d’épreuve en deux points du massif de tête. Compte tenu des dimensions verticales des corps d’épreuve (7,40m) un bâti spécifique à cette application a été réalisé. Le bâti est dimensionné pour 2 efforts de 400 kN. Les efforts sont excentrés comme indiqué par les figures 9 et 10.

215

Trous Ø 50 mm permettant le passage des barres Dywidag

170

1 000

170

Ø 250 mm

300

Fig. 9 Excentrement des points de chargement sur

poteau droit

200

Trous Ø 50 mm permettant le passage des barres Dywidag

460

2 240

Ø 200

460

500

Ø 200

Fig. 10 Excentrement des points de chargement sur poteau Y

Le dispositif de mise en charge est réalisé à l’aide de 2 vérins d’une capacité de 1000 kN positionnés en partie inférieure du bâti d’essais. Chaque vérin applique un effort en tête du poteau par l’intermédiaire d’une poutre articulée à son extrémité agissant sur un tirant vertical reliant la poutre au massif de tête.


5

En tête, le massif vient en appui horizontal sur le bâti assurant un maintien suivant l’axe Y (cf. photographie 12). Les déplacements suivant X du massif de tête restent libres.

Vue de prof il Vue de face

Vérin

Capteur de force

Barre dywidag transmettant l’effort

HEA120 servant d’appui au massif de tête Un téflon est placé entre l’appui et le massif afin de limiter les frottements

HEA160 du bâti

Y

Z

X

Fig. 11 schémas du bâti d’essai

Fig. 12 dispositif de chargement

2.4.2. Dispositif de mesure

Le dispositif de mesure comprenait les équipements suivants : • 2 capteurs de force mesurant la charge appliquée à chaque tirant vertical, • 11 capteurs de déplacement linéaire ou à fil, • 3 ou 10 jauges d’extensométrie, • Un ensemble de 19 mires pour la réalisation de mesures topométriques dans les trois

directions. Cette mesure a été réalisée par la société SITES.

2.5. Résultats expérimentaux

2.5.1. Caractéristiques des BFUHP

Les principales caractéristiques des BFUHP utilisés pour la réalisation des corps d’épreuve sont reprisent dans le tableau 2 :

Tableau 2 Principales caractéristiques des BFUHP

Fournisseur du BFUHP

Addition de fibre polypropylène

Cure Compression à 28 jours (*) (MPa)

Module d’Young à 28 jours (*)

(MPa) EIFFAGE

BSI® OUI NON 144 51,0

VICAT BCV®

NON NON 145 45,7

LAFARGE DUCTAL®

OUI Traitement thermique

168 50,4

(*) Caractérisation Bonna Sabla

2.5.2. Poteaux droits

Le chargement appliqué au poteau droit est excentré de 215 mm suivant l’axe Y par rapport à l’axe du fût. L’effet de cette excentricité entraîne la courbure du poteau dans le même temps que son


6

raccourcissement (fig 17 et 18). Les déformations mesurées à mi-hauteur du poteau sont représentées sur les figures 15 et 16 (attention, les valeurs de déformation mesurées n’intègrent pas les déformations induites par l’effort de précontrainte). L’allure de la déformée suivant les axes X et Y sont données en figures 19 et 20. Les charges de ruine atteintes sont comprises entre 520 kN et 600 kN. La ruine a toujours été obtenue au niveau du massif de tête, soit à la reprise de bétonnage poteau/massif, soit dans le massif de tête lui-même. La présence de fissures réparties sur la face tendue du fût n’a été relevée que sur un seul des trois poteaux.

Charge totale en fonction des déformations mesurées dans les jauges

0

100

200

300

400

500

600

700

-800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600

Déformation (µdef)

Cha

rge

tota

le (

kN)

J1J2J3

Fig. 13 Courbe Charge totale / déformation du poteau

droit

Fig. 14 Position de jauges d’extensométrie à mi-hauteur

Charge totale en fonction des déplacements

0

100

200

300

400

500

600

700

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

Flèche (mm)

Cha

rge

tota

le (

kN)

Déplacement vertical

Flèche à mi-hauteur

Fig. 15 Courbe Charge totale/flèche horizontale du

poteau droit

Fig. 16 vue de dessus du poteau droit en cours d’essai - flèche horizontale

J2 J3


7

Déplacements suivant Y du poteau à différentes char ges

0

1

2

3

4

5

6

-5 0 5 10 15 20 25

Déplacement suivant Y (mm)

Pos

ition

du

poin

t de

mes

ure

(m)

101 kN

201 kN

300 kN

400 kN

501 kN

518 kN

Fig. 17 Courbe des déplacements suivant l’axe Y pour

divers chargements

Déplacements suivant X du poteau à différentes char ges

0

1

2

3

4

5

6

-5 0 5 10 15 20

Déplacement suivant X (mm)

Pos

ition

du

poin

t de

mes

ure

(m)

101 kN

201 kN

300 kN

400 kN

501 kN

518 kN

Fig.18 Courbe des déplacements suivant l’axe X pour divers chargements

2.5.3. Poteaux Y

Le chargement appliqué au poteau droit est excentré de 200 mm suivant l’axe Y par rapport à l’axe du fût. De même, suivant l’axe X, l’asymétrie des deux branches du poteau par rapport à l’axe du fût est de l’ordre de 760 mm pour la branche G et 128 mm pour la branche D. Une charge monotone croissante égale est appliquée au sommet de chaque branche. Le massif de tête, maintenu suivant l’axe Y, est libre suivant l’axe X. Le poteau subit alors sous l’action de la double excentricité une forte rotation en tête. Les déplacements horizontaux et verticaux enregistrés par le massif de tête ont été de l’ordre de 180 mm suivant l’axe X et 70 mm suivant Z l’axe vertical au droit de la branche D. La ruine du corps d’épreuve est atteinte pour des charges comprises entre 160 et 215 kN. Le mode de ruine est obtenu par fissuration unique à la base du bras D le plus excentré. Une fissure unique sur le bras G le plus court apparait dans 2 cas sur 3 à l’approche de la ruine. La rupture du massif de tête a été obtenue dans un cas.

Fig. 19 Rupture au niveau de la base de la branche D

Fig.20 Rupture au niveau de la base de la

branche D


8

Fig. 21 Rupture au niveau de la base de la branche D

Fig.22 Rupture du massif de tête

17+16++18

+19

15++12

+14 11+

13+ +10

+9

+8

+7

+6

+5+4

+3

2+

1+

Fig. 23 Position des mires de mesure

Déformations plan XZ

X (m)

Z(m

)

012345678

Fig. 24 Déplacement suivant plan YZ

Déformations plan YZ bras gauche

Y (m)

Z (m

)

01234

5678

Fig. 25 Déplacement suivant

plan YZ


9

1 42

8

J5

J6 J7

J8

J9 J10

J1

1 25

0

J2

J3 J4

J8

J9 J10

120 °

J5

J6 J7

120 °

Détail vue de dessus Détail vue de dessus

Détail vue de dessus

J2

J3 J4

120 °

5 33

0

X

Z

Y

BRAS D BRAS G

Fig. 26 Position des jauges d’extensométrie sur le poteau Y

Charge totale en fonction des déformations mesurées dans les jauges du poteau

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

-800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300


Cha

rge

tota

le (

kN)

J2J3J4

Fig. 27 Courbe Charge totale/déformation du fût principal

Charge totale en fonction des déformations mesurées dans les jauges du bras D

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

-700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400


Cha

rge

tota

le (

kN)

J5J6J7

Fig. 28 Courbe Charge totale/déformation de la

branche D la plus excentrée

Charge totale en fonction des déformations mesurées dans les jauges du bras G

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

-2000 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 2000 2500


Cha

rge

tota

le (

kN)

J8J9J10

Fig. 29 Courbe Charge totale/déformation de la branche G la

plus courte


10

3. Modélisation de l’essai

3.1. Hypothèses de calculs

3.1.1. Hypothèses générales et description de la modélisation

Le recoupement par calculs numériques et l’analyse des résultats des essais ont été réalisés grâce au logiciel SCIA ESA PT. Ce calcul tient compte, de la manière la plus précise possible, de l’essentiels des valeurs obtenues lors des essais; les valeurs concernant le matériau fournies par BONNA SABLA, les résultats des jauges et des capteurs fournis par le CSTB. Tout d’abord, les règlements pris en compte dans les calculs sont les suivants :

- Recommandations provisoires de l’AFGC sur les bétons fibrés ultra hautes performances de janvier 2002

- Règles BAEL 91 modifiées 1999 - Règles BPEL 91 modifiées 2000

Fig. 30 : Vue d’ensemble du modèle du poteau droit

Le poteau droit est modélisé par cinq barres de diamètre 25 cm, avec le matériau B.F.U.P. Le massif de tête, en béton C60/75, est modélisé, afin de permettre l’application des charges de la même manière que lors des essais. Ces charges sont appliquées avec un excentrement de 21,5 cm par rapport à l’axe du poteau suivant l’axe Y et de 17 cm par à l’axe extérieur de la poutre de rive suivant l’axe X. Au vue des essais réalisés, le massif de tête a seulement été bloqué dans le sens Y. Les déplacements du poteau sont donc restés libres, suivant l’axe X. Au vue des courbes de résultats obtenues sur le poteau droit, notamment la courbe des déplacements de l’axe X pour divers chargements(cf. fig.18), le massif de pied est modélisé par l’intermédiaire d’un encastrement parfait. La précontrainte est mise en place entre chaque portion de barres par l’application d’une charge ascendante à l’extrémité supérieure et une charge descendante à l’extrémité inférieure, ainsi de suite, correspondant à la charge de précontrainte appliquée lors des essais, en tenant compte des pertes instantanées. Les câbles ont été tendus avec une précontrainte de l’ordre de 65% Frg, soit une contrainte de 1209 MPa. Les pertes par frottement, les pertes par rentrée d’ancrage, les pertes par déformations instantanées du béton entraînent une perte maximum de l’ordre de 27 % au niveau de l’ancrage.


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Fig. 31 : Vue d’ensemble du modèle du poteau en Y

Les deux branches du poteau en Y sont modélisées par l’intermédiaire de barres de 20 cm de diamètre, qui suivent la courbure des câbles de précontraintes. La partie basse est modélisée par une barre droite de 30 cm de diamètre, avec le matériau B.F.U.P. Au niveau de la liaison des deux branches asymétriques, deux poutres à sections variables ont été modélisées, afin de tenir compte de la modification de l’inertie de cette liaison. Le passage de la forme cylindrique de diamètre 20 cm à une demi-ellipse, puis d’une forme elliptique à une forme circulaire de 30 cm de diamètre est donc prise en compte réciproquement par deux rectangles de sections variables 17,5 * 17,5 cm à 18,4 * 29,5 cm, puis par un rectangle de section variable 22 * 35 cm à 26,30 * 26, 30 cm. Bien évidemment la section n’étant pas la même, le poids de cette zone est différent de la réalité, mais cette imperfection est négligeable en comparaison des charges appliquées. Le massif de tête est modélisé, afin de permettre l’application des charges de la même manière que lors des essais. Ces charges sont appliquées avec un excentrement de 20 cm par rapport à l’axe du poteau suivant l’axe Y et de 46 cm par rapport à l’axe extérieur de la poutre de rive suivant l’axe X. Ce massif de tête a seulement été bloqué dans le sens Y. Les déplacements du poteau sont donc restés libres, suivant l’axe X. De la même manière que pour le poteau droit, le massif de pied est modélisé par un encastrement parfait. La précontrainte est appliquée de la même manière que pour le poteau droit, une charge ascendante et descendante entre chaque portion de barres correspondant à deux câbles de précontraintes sur les deux branches asymétriques, et 4 câbles de précontraintes à la liaison et au pied du poteau. Les câbles ont été tendus avec une précontrainte de l’ordre de 65% Frg. Les pertes par frottement, les pertes par rentrée d’ancrage, les pertes par déformations instantanées du béton entraînent une perte maximum de l’ordre de 37 % pour la branche la plus gauche et de 33 % pour l’autre.


12

3.1.2. Le matériau B.F.U.P.

Lors des calculs, la loi de comportement du matériau utilisée est la suivante : Loi adoucissante

Fig. 32 : Loi de comportement du matériau BFUP

Cette loi correspond à la loi de comportement E.L.U. à laquelle le coefficient de sécurité γbf est pris égal à 1. Les caractéristiques du matériau sont généralement données lors des essais, ou les données manquantes interpolées, en particulier la contrainte de traction directe et notamment la contrainte à 0,3 mm d’ouvertures des fissures. Les valeurs utilisées moyennes sont les suivantes :


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3.1.3. Méthode de calculs

A l’aide du logiciel SCIA ESA PT, un calcul non linéaire peut être réalisé en tenant compte :

- de la non linéarité géométrique du second ordre en nœuds déplaçables - de la non linéarité physique du matériau, en intégrant la loi de comportement du matériau

B.F.U.P. A partir des résultats, la capacité du poteau en compression sera comparée à celle obtenue lors des essais, afin de valider la méthode de calcul et de retrouver le comportement mécanique du poteau. La poutre de liaison, elle-même, en béton armé, ayant été ferraillée afin de résister aux charges appliquées, ne sera pas vérifiée. Les courbes de déplacement obtenues seront également comparées à celle fournies, afin de valider les hypothèses choisies.

3.2. Résultats des calculs numériques

3.2.1. Poteaux droits

Les charges de ruines atteintes sont comprises entre 510 et 570 kN. La zone la plus fragile se situe en tête du poteau, au niveau de la liaison entre le poteau en BFUP et le massif de tête. Les déplacements maximums obtenus sont de l’ordre de 20 mm.

Fig. 33 : Déformation Raccourcissement du béton sous charge totale (10-4mm)

Fig. 34 : Déformation Allongement du béton sous charge totale (10-4mm)

Fig. 35 : Déplacements en mm suivant y sous charge totale


14

Différentes charges en fonction du déplacement maxi mum suivant y

0

100

200

300

400

500

600

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0

Déplacement suivant y (mm)

Cha

rges

(kN

)

Différentes charges en fonctiondu déplacement suivant y

3.2.2. Poteaux en forme Y

Les charges de ruines atteintes sont comprises entre 190 et 230 kN. Les zones les plus fragiles se situent au niveau de la liaison entre la branche la plus droite et le massif de tête, et à la base de la branche la plus courbe. Les déplacements maximums obtenus dans le plan XZ sont de l’ordre de 80 mm.


15

Fig. 35 : Déformation ; Raccourcissement du béton sous charge totale (10-4mm)

Fig. 36 : Déformation ; Allongement du béton sous charge totale (10-4mm)

Fig. 37 : Déplacement en mm dans le plan XZ sous charge totale

F. 38 : Déplacement en mm dans le plan YZ sous charge totale


16

Différentes charges en fonction du déplacement maximum dans le plan XZ

0

50

100

150

200

250

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0

Déplacement dans le plan XZ(mm)

Cha

rges

(kN

)

Différentes charges en fonctiondu déplacement maximum dansle plan XZ

4. Conclusion et perspectives

Grace aux essais, la faisabilité des poteaux a été démontrée. La précontrainte a pu être

appliquée dans des conditions satisfaisantes. Les charges de ruine obtenues lors des essais correspondent, de manière générale, aux

résultats numériques obtenus, ce qui valide la méthode de calculs utilisée. Le comportement mécanique du poteau est donc bien retrouvé par le calcul. Les valeurs des déplacements sont du même ordre de grandeur pour le poteau droit, mais quelques différences sont obtenues en ce qui concerne le poteau Y. Ces différences sont essentiellement dues aux difficultés de prendre en compte, de manière précise, les conditions d’appuis des essais. De plus, il est important de préciser que le manque d’informations sur le matériau peut donner des imprécisions non négligeables sur les résultats. Toutefois, les résultats obtenus sur les poteaux Y sont inférieurs aux valeurs attendues en raison de la liberté laissée au massif de tête suivant l’axe x. Le poteau Y a été déstabilisé, de manière non négligeable, par le manque de blocage suivant l’axe x. En effet, dans la réalité du MuCEM, ce poteau est bloqué suivant son plan. Ce blocage permettrait d’augmenter la charge de ruine jusqu’à une valeur moyenne de 350 kN, selon un calcul numérique.

Il sera préférable de travailler sur un corps d’épreuve à 2 bras symétriques lors de la vérification qui sera réalisée sur le produit définitif.

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