Colonnes en béton à hautes performances confiné dans des enveloppes minces en acier

Khaled LAHLOU Ingénieur Ph. D.

Maître de conférences Département Ponts, Chaussées et Transport

École Hassania des Travaux publics. Casablanca (Maroc)

Pierre-Claude AÏTCIN Professeur titulaire

Université de Sherbrooke. Québec (Canada)

R E S U M E

Le confinement des bétons à hautes perfor­mances dans des tubes d'acier présente beaucoup d'intérêt tant du point de vue tech­nique qu'économique. À partir d'un béton de 90 à 120 MPa de résistance à la compres­sion, cette technique de confinement relative­ment simple et peu coûteuse permet d'at­teindre des contraintes ultimes en compres­sion de l'ordre de 170 à 300 MPa avec une ductilité appréciable.

Dans cet article nous étudions le comporte­ment de colonnes courtes fabriquées avec différents bétons et qui ont été confinées dans des tubes circulaires en acier. Nous présentons et analysons des résultats expé­rimentaux qui montrent l'influence de la résistance en compression du béton, du degré de confinement, du mode de charge­ment et de l'interaction tube-béton sur la résistance, la déformabilité et la ductilité de ce type de colonnes.

M O T S C L É S : 32 - Béton hautes perfor­mances - Tube (conduite) - Acier - Ductilité -Résistance (mater.) - Compression Contrainte - Comportement - Charge -/Confi­nement - Interaction tube-béton.

Introduction Les bétons à hautes performances (BHP) restent surtout pour l'instant reconnus et utilisés pour leur haute résis­tance en compression ou leur durabilité. A côté des util i­sations dans le domaine des ponts, les colonnes des bâti­ments à grande hauteur continuent à constituer une bonne part du marché pour ce type de béton. Ce type d'applica­tion correspond à ce que l 'on peut qualifier d'utilisation conventionnelle. Cependant, on voit depuis peu appa­raître des formes structurales innovantes associées à de nouvelles techniques de construction. C'est le cas, par exemple, de la structure légère en treillis tridimensionnel du Viaduc de Sylans en France [Richard et Cadoret, 1992], de la structure mixte du noyau de la tour Two Union Square à Seattle [Godfrey, 1987] et de l'arc funi­culaire du pont sur la Rance [de Champs et Monachon, 1992]. De tels ouvrages, qui ont su adapter les formes géométriques et les techniques de construction aux carac­téristiques du matériau, cherchent à tirer meilleur parti de la résistance en compression élevée des B H P .

Toutefois le comportement post-pic des B H P sous com­pression uniaxiale continue à préoccuper les utilisateurs potentiels de ces bétons. Ce type de béton est perçu comme étant trop fragile et non sécuritaire. Or, même dans les applications structurales où les éléments travail­lent uniquement en compression, le béton n'est jamais utilisé seul. On lui associe toujours des armatures pour lui assurer une certaine ductilité et pour reprendre toutes les contraintes de traction. De façon particulière, la sécu­rité des colonnes en béton armé est obtenue grâce au confinement de leur section transversale par des étriers ou des armatures en spirale. Cette disposition confère

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aux colonnes un comportement post-pic suffi­samment ductile pour résister sans s'effondrer de façon catastrophique à des chargements acciden­tels. Cette solution est économique et donne de bons résultats pour des bétons conventionnels ayant une résistance en compression de 40 M P a ou moins, mais devient part iculièrement contrai­gnante dès que la résistance en compression aug­mente de façon notable puisque, pour réaliser un confinement adéquat, cela conduit à un engorge­ment des aciers d'armature [Cusson et ai, 1992].

L a solution que l 'on se propose de présenter dans le cadre de cet article consiste plutôt à sup­primer toute armature à l ' intérieur du béton et à chercher à le confiner dans une mince enveloppe métall ique extérieure. Ce type de confinement continu nous paraît plus approprié pour les B H P qui présentent, sous compression uniaxiale, un comportement post-pic plus instable que les bétons conventionnels.

Du point de vue structural, cette solution est très avantageuse, puisqu'elle permet de reprendre une grande part de la charge axiale par le B H P . De plus, l 'acier sera très efficacement utilisé puisque, d'une part, i l travaillera en mode biaxial et, d'autre part, i l pourra être employé sous forme de tôle roulée et soudée.

Sur le plan pratique, i l suffit de remplir des tubes d'acier inoxydables ou non selon les conditions environnementales avec du béton à hautes perfor­mances, le tube jouant alors le rôle de coffrage perdu. On réalise donc une première économie au niveau de la fabrication des coffrages, de la mise en place du béton et de son mûrissement . Étant donné qu ' i l n 'y a plus besoin de placer des arma­tures dans le béton, on réalise aussi une économie supplémentaire de main-d 'œuvre au niveau de la pose des armatures. Le montage relativement simple des tubes et le pompage du béton sans vibration que permet ce système de construction assurent de meilleures cadences pour l'avance­ment des chantiers. Ces économies compensent largement le surcoût des protections anti-feu par­fois requises pour le tube en acier [Webb, 1993].

L'édif ice Two Union Square à Seattle est un immeuble de 88 étages dont la structure verticale est formée de grands tubes d'acier de diamètre allant j u squ ' à 3 m et d 'épaisseur variant j u squ ' à 16 mm, remplis d'un béton à très haute perfor­mance ( / ' c 5 6 = 130 MPa) . Il a coûté 30 % de moins qu'une structure conventionnelle [Gaudfrey, 1987]. Récemment en Australie, une étude comparative très intéressante a été réalisée à l 'occasion de la construction d'un bâtiment de 43 étages. Cette étude a montré, comme on peut le voir dans le tableau I, qu'en remplissant un tube d'acier avec du béton à hautes performan­ces, on obtient une solution très économique pour construire des colonnes dans les bâtiments de grande hauteur [Webb, 1993].

De meilleurs coûts pourraient encore être obtenus sur des variantes structurales et avec des techni­ques mieux adaptées car, j u s q u ' à présent, les com­paraisons comme celles qui sont reportées plus haut sont restées limitées. D'une part, ces compa­raisons couvrent des projets bien spécifiques et, d'autre part, elles se basent sur des modèles de conception calqués sur ce qui se faisait avec les bétons conventionnels. De plus, ces comparaisons ne tiennent pas compte des économies indirectes (cadences de construction, durabilité, ...).

L a technique du béton confiné dans une enve­loppe mince combinée à la préfabrication et à la post-contrainte intérieure et extérieure pourrait ramener la construction de structures en treillis à un simple montage mécanique.

Renouveau des colonnes en profilés creux remplis de béton L'utilisation des profilés creux remplis de béton n'est pas une idée nouvelle en soi ; elle date du début du siècle. A cette époque, on cherchait sur­tout à protéger les poteaux métall iques creux contre la corrosion interne. L a participation du béton à la capacité portante du poteau n 'étai t pas prise en compte dans les calculs. Sewel [1902] et

TABLEAU I C o û t relat i f de d i f f é ren ts t y p e s de c o l o n n e s de m ê m e capac i té po r tan te (d 'ap rès W e b b , 1993)

120

0,79

60

0,98

120

0,71

I Acier

f y = 350

2,21

50 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 209 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7

Burr [1912], qui entreprirent des essais sur ce type d 'é léments , remarquèrent toutefois que l'as­sociation du béton au profilé métall ique tendait à augmenter la résistance et la rigidité de l 'en­semble profilé-béton. Par la suite, l 'utilisation et le calcul des colonnes en profilés creux remplis de béton ont connu des développements impor­tants ; à ce sujet, on peut citer les travaux de Furlong [1967], Sen [1969], Knowles et Park [1970], Janss [1970], V i r d i et Dowling [1976]. On pourra trouver une revue détaillée de la litté­rature publiée à ce sujet dans Lahlou [1994].

M i s à part quelques travaux très récents et limités [Fukuzawa et al, 1987 ; Thorenfeldt et Tomaszewicz, 1989 ; Cederwal et ai, 1990 ; Ca i et ai, 1990 ; Webb, 1993], la quasi-totalité des résultats concerne un remplissage en béton usuel dont la résistance en compression ne dépasse guère les 40 M P a . Il nous est apparu intéressant de voir si les colonnes constituées de tubes remplis avec un béton à hautes perfor­mances continueront à se comporter de la même façon qu'avec un remplissage en béton usuel.

D ' u n autre côté, et j u squ ' à présent, une colonne mixte était conçue comme l'association d'un profilé en acier qui joue un rôle structural majeur et d'un « remplissage » en béton qui « parti­cipe » à la résistance et à la protection contre la corrosion de l 'é lément mixte. L a solution du béton confiné qu'on se propose d 'étudier ic i est complètement différente. C'est plutôt un maté­riau composite où l'acier sert seulement à confiner le béton pour augmenter, d'une part, la résistance ultime du composite et, d'autre part, sa ductilité sans avoir recours à des aciers d'ar­mature ou des fibres.

S i jadis le confinement d'un béton de 20 à 30 M P a était peu valorisant, de nos jours, le confinement efficace d'un B H P de 120 M P a de résistance à la compression ou même d'un béton de poudres réactives (BPR) de 200 M P a de résistance à la compression, [Richard et Cheyrezy, 1994], paraît très prometteur.

Mécanisme de fonctionnement Knowles et Park [1970] ont étudié les paramètres qui influencent le confinement radial du béton à l ' intérieur d'un tube d'acier. Comme d'autres chercheurs, ces auteurs sont d'avis qu'on ne peut tenir compte du confinement du béton, dans le cas d'une section circulaire, que lorsque la colonne a un élancement faible. Dans le cas de colonnes élancées, Knowles et Park expliquent que le tube d'acier flambe avant que le coefficient de Poisson apparent du noyau en béton ne dépasse celui du tube d'acier, c'est à dire avant qu ' i l y ait étreinte latérale sur le béton. Dans ce cas, l 'adhérence entre le béton et le tube d'acier n'a aucune influence sur le comportement de l 'élément,

comme le montrent aussi les quelques essais effectués par Furlong [1967] et Chan [1984].

Toutefois, ce mode de fonctionnement des tubes d'acier remplis de béton n'est valable que lorsque la charge est appliquée simultanément sur le béton et l'acier. Si la charge n'est appliquée que sur le béton, le comportement est différent et l'ef­ficacité du confinement devrait être meilleure [Bode 1976 ; Cederwall et al. 1990]. Gardner et Jacobson [1967], qui ont réalisé quelques essais sur des cylindres de 75 x 150 mm contenant un béton de 30 M P a , n'ont pourtant relevé aucune différence significative de comportement entre des cylindres où la charge était appliquée sur le béton seul et des cylindres où la charge était appliquée à la fois sur le béton et l 'acier. Cependant des résultats plus récents publiés par deux équipes japonaises confirment, par contre, l'effet des conditions de chargement sur la réponse en compression centrée de courts poteaux mixtes. Orito et al. [1987] ont effectué des essais en compression centrée sur des tubes de 114,3 mm de diamètre, de 600 mm de hau­teur et de 5,2 mm d'épaisseur contenant un béton de 52 M P a de résistance en compression. Par ai l ­leurs, Sakino et al. [1988] ont réalisé d'autres essais en compression centrée sur des tubes de diamètre 100 mm, de hauteur 200 mm et d 'épaisseur 0,4, 2,9 et 6 mm contenant des bétons ayant une résistance en compression de 19 et 38 M P a . Ces deux équipes de chercheurs ont alors observé une augmentation de la charge ultime accompagnée d'une diminution de la r igi­dité initiale apparente lorsque les colonnes sont chargées uniquement sur la section de béton. Cette augmentation de la charge ultime est encore plus importante lorsqu'une fine couche de graisse est interposée sur la surface latérale des éprou-vettes entre le béton et l'acier. A partir de ces résultats, Tomi i et Sakino [1988] concluent qu ' i l est plus efficace, du point de vue de la résistance ultime, d'utiliser le tube comme armature trans­versale plutôt que comme armature longitudinale. Ces mêmes auteurs rapportent aussi une amélio­ration spectaculaire du comportement hystéré-tique (en résistance et en ductilité) des poteaux courts en béton armé dont les cadres ou les spi­rales ont été remplacés par un tube, et qui ont été soumis à un chargement cyclique en cisaillement.

Pour les applications parasismiques, les laponais commencent déjà à confiner leurs colonnes cir­culaires en béton usuel armé par des tubes non adhérents, en prenant le soin de faire supporter la charge par la section en béton armé seulement [Tsukagoshi et al. 1990]. Il est alors permis de se poser la question dans le cas des B H P . Quelles sont les dispositions les mieux adaptées pour tirer le meilleur rendement mécanique possible d'une colonne mixte, constituée d'un tube conte­nant un béton à hautes performances ?

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUII IN 1997 - RÉF. 4109 - PP. 49-67 51

Programme expérimental Une série d'essais a donc été effectuée pour étu­dier le comportement mécanique de colonnes courtes en béton confiné par des tubes circulaires en acier. L a résistance, la déformabilité et la ductilité des colonnes ont été étudiées en tenant compte de l'influence de la valeur de résistance en compression du béton, du degré de confine­ment apporté par le tube d'acier, du mode de chargement et du type d'interaction entre le tube et le noyau en béton.

Nous avons choisi d 'é tudier le confinement de trois bétons différents que nous désignons par B50, B90 et B120 puisque leur résistance en compression au moment de l'essai était de l'ordre de 50, 90 et 120 M P a , respectivement. Nous avons sélectionné cinq épaisseurs de tube d'acier de l'ordre de 1,2, 2,1, 3,2, 6,4 et 8,4 mm, que nous avons numérotées respectivement 1, 2, 3, 4 et 5, par épaisseur croissante, pour faciliter leur identification. Ces différentes épaisseurs ont été choisies de façon à permettre l 'é tude simul­tanée d'au moins trois niveaux d 'épaisseur et trois niveaux de confinement relatif par classe de béton.

Ces niveaux de confinement sont exprimés par un paramètre que nous appellerons l ' indice de confinement potentiel fr qui représente le rap­port de la contrainte potentielle maximale de confinement radial apporté par le tube à la résistance en compression du noyau en béton. Cet indice est calculé en supposant que lorsque l 'on atteint la charge maximale, le tube est suf­fisamment plastifié pour que sa contrainte transversale atteigne la limite élastique fy de l 'acier [Knowles et Park, 1970]. M ê m e si cette dernière hypothèse s 'avère non réaliste pour certaines configurations de colonnes, raison pour laquelle nous avons qualifié le confine­ment de « potentiel », i l demeure que l ' indice en question reste un moyen de comparaison facile. Il est défini comme suit :

fr (%) 2t

D - 2t f . x 100

ou : - fr désigne l ' indice de confinement potentiel, - t l 'épaisseur du tube, - D son diamètre extérieur, - f la limite élastique de l'acier, - / ' c la résistance en compression du béton.

Trois types de configuration d 'éprouvet te dési­gnés par les lettres A , B et C ont été testés. On retrouve dans la figure 1 une représentation schématique de ces trois types de configuration qui diffèrent par la méthode d'application de la

* * * I 'r

- " J . 1 i "'

.! ¡* »

á 11

L' . „

! H

l -4 t

, G r a i s s e

ÏÏ^Ê 1̂ 1

Type A Type B Type C

Fig. 1 - Les modes de chargement des colonnes.

charge de compression et/ou la nature de l'inter­face acier-béton : s*- le type A correspond au cas où la charge est appliquée sur la totalité de la section acier + béton sans aucune disposition particulière au niveau de l'interface acier-béton,

3 * le type B correspond au cas où la charge est appliquée uniquement sur la section de béton sans aucune disposition particulière au niveau de l'interface acier-béton,

3 * le type C correspond au cas où la charge est appliquée uniquement sur la section du béton où on a interposé une couche très mince de graisse entre le béton et le tube avant la mise en place du béton frais dans le but de minimiser le transfert de la charge verticale au tube au début du char­gement.

Ains i dans la suite de ce texte tous les différents essais seront identifiés par la classe du béton, le rang d 'épaisseur du tube et le type d 'éprouvet te . Chaque essai ayant été répété deux fois dans chacun des cas, le numéro de l'essai est alors indiqué par le dernier chiffre. A i n s i , par exem­ple, B90-3C1 désigne l'essai effectué sur la pre­mière éprouvette de type C contenant un béton B90 qui a été confiné dans un tube ayant le troi­sième niveau d 'épaisseur . Dans le tableau II on trouve toutes les caractéristiques géométr iques et mécaniques propres à chaque colonne.

Matériaux et procédures expérimentales Les compositions des trois bétons utilisés ainsi que leurs principales caractéristiques à l 'état frais sont présentées dans le tableau III.

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TABLEAU II Carac té r i s t i ques d e s c o l o n n e s et résu l ta ts d e s essa i s

C o l o n n e s e n b é t o n c o n v e n t i o n n e l B50

Colonne D-2t (mm)

t (mm)

f\ (MPa)

f y (MPa)

N* (kN)

d* (mm) g

(%) N y /N * N^N* Atot

* w B 5 0 - 1 B 1

B 5 0 - 1 B 2

108 ,1

108 ,1

1 ,24

1,24

5 1 , 3

52 ,1

4 7 0

4 7 0

6 9 3

7 0 1

3 , 5 4

3 , 3 7

0 , 2 1

0 , 2 1

3

3 0 ,91

0 , 9 2

0 , 8 9

0 , 8 7

0 ,91

0 , 9 9 B 5 0 - 2 B 1

B 5 0 - 2 B 2

108 ,1

108 ,1

2 , 0 5

2 , 0 5

5 1 , 3

52 ,1

4 7 0

4 7 0

8 4 6

8 7 2

4 , 1 6

4 , 8 4

0 , 3 5

0 , 3 4

5

7 0 ,91

0 , 9 0

0 , 8 8

0 , 8 5

0 , 9 5

0 , 9 4 B 5 0 - 3 A 1

B 5 0 - 3 A 2

1 0 8 , 0

1 0 8 , 0

3 , 1 9

3 , 1 9

5 6 , 6

5 7 , 6

4 5 7

4 5 7

1 2 0 1

1 1 6 5

6 , 9 8

7 , 2 3

0 , 4 8

0 , 4 7

1 7

1 2

0 , 7 0

0 , 6 5

0 , 8 0

0 , 7 7

0 , 9 5

0 , 9 3 B 5 0 - 3 B 1

B 5 0 - 3 B 2

1 0 8 , 0

1 0 8 , 0

3 , 1 9

3 , 1 9

5 6 , 4

5 7 , 3

4 5 7

4 5 7

1 141

1 1 3 4

5 , 1 5

6 , 5 6

0 , 4 8

0 , 4 7

1 1

1 0

0 , 8 4

0 , 8 5

0 , 8 2

0 , 7 7

0 , 9 9

0 , 9 7 B 5 0 - 3 G 1

B 5 0 - 3 G 2

1 0 8 , 2

1 0 8 , 2

3 , 2 3

3 , 1 9

5 0 , 8

5 1 , 7

5 1 6

4 7 0

1 2 2 8

1 0 9 7

7 , 3 7

5 , 5 5

0 ,61

0 , 5 4

1 7

1 0

0 , 8 5

0 , 8 9

0 , 6 8

0 , 7 7

0 ,71

0 , 8 6 B 5 0 - 4 B 1

B 5 0 - 4 B 2

1 0 1 , 9

1 0 1 , 5

6 , 2 3

6 , 3 7

5 0 , 8

5 1 , 8

3 2 1

3 2 1

1 2 4 5

1 2 8 9

7 , 8 4

9 , 0 9

0 , 7 7

0 , 7 8

1 4

1 6

0 , 9 7

0 , 8 7

0 , 6 7

0 , 7 0

1,09

1,06

C o l o n n e s e n b é t o n à hau tes p e r f o r m a n c e s B90

Colonne D-2t (mm)

t (mm) (MPa)

f y (MPa)

N* (kN)

d* (mm) f, g

(%) Ng/N* ^tot

Aep

B 9 0 - 2 B 1

B 9 0 - 2 B 2

1 0 8 , 3

1 0 8 , 3

1,97

1,98

9 4 , 2

9 5 , 2

5 1 6

5 1 6

1 4 4 0

1 4 4 1

2 , 6 6

2 , 6 2

0 , 2 0

0 , 2 0

1 8

1 7

0 ,91

0 , 8 9

0 , 9 7

0 , 9 7

0 , 7 9

0 , 8 4 B 9 0 - 3 A 1

B 9 0 - 3 A 2

1 0 8 , 2

1 0 8 , 2

3 , 1 9

3 , 1 9

9 0 , 2

9 0 , 2

4 5 7

4 5 7

1 5 0 1

1 5 2 2

3 , 3 2

3 , 7 2

0 , 3 0

0 , 3 0

1 2

1 4

0 , 7 0

0 , 7 3

0 , 8 5

0 , 8 4

0 , 7 9

0 , 8 5 B 9 0 - 3 B 1

B 9 0 - 3 B 2

108 ,1

1 0 8 , 2

3 , 1 9

3 , 1 9

9 0 , 2

9 0 , 2

4 5 7

4 5 7

1 5 2 3

1 5 3 7

3 , 5 2

4 , 3 5

0 , 3 0

0 , 3 0

1 4

1 5 0 , 9 3

0 , 9 3

0 , 9 5

0 , 8 8

0 , 8 7

B 9 0 - 3 G 1

B 9 0 - 3 G 2

1 0 8 , 2

1 0 8 , 2

3 , 2 0

3 , 2 0

9 4 , 2

9 5 , 0

4 7 0

4 7 0

1 6 6 8

1 6 5 8

3 , 0 5

2 , 8 8

0 , 3 0

0 , 2 9

2 0

1 8

0 , 9 2

0 , 9 3

0 , 9 7

0 , 9 8

0 , 8 3

0 , 8 4

B 9 0 - 4 B 1

B 9 0 - 4 B 2

1 0 1 , 4

1 0 1 , 3

6 , 5 4

6 , 4 8

1 0 3

1 0 4

3 3 9

3 3 9

1 7 4 0

1 7 4 4

2 , 9 4

2 , 8 5

0 , 4 2

0 , 4 2

1 0

1 0

0 , 9 7

0 , 9 3

0 , 9 9

0 , 9 9

0 , 9 3

0 , 9 5

C o l o n n e s e n b é t o n à t rès hau tes p e r f o r m a n c e s B120

Colonne D-2t

(mm) t

(mm) fc

(MPa)

f y (MPa)

N* (kN)

d* (mm) f r

g (%)

N y /N* N^N* Atot

B 1 2 0 - 3 A 1

B 1 2 0 - 3 A 2

1 0 7 , 9

1 0 7 , 9

3 , 1 9

3 , 1 9

1 1 8

1 1 8

4 5 7

4 5 7

1 7 8 6

1 7 8 6

2 , 3 6

2 , 2 5

0 , 2 3

0 , 2 3

1 2

1 2

0 , 7 3

0 , 6 7

0 , 9 2

0 , 9 2

0 , 7 4

0 ,71 B 1 2 0 - 3 B 1

B 1 2 0 - 3 B 2

1 0 8 , 0

1 0 8 , 0

3 , 1 9

3 , 1 9

1 1 8

1 1 8

4 5 7

4 5 7

1 9 0 1

1 8 7 7

3 , 1 2

2 , 9 8

0 , 2 3

0 , 2 3

1 9

1 8

0 , 9 7

0 , 9 7

0 , 9 7

0 , 9 9

0 , 8 2

0 , 8 0

B 1 2 0 - 3 G 1

B 1 2 0 - 3 G 2

1 0 7 , 9

1 0 8 , 0

3 , 2 0

3 , 2 0

1 2 3

1 2 3

4 7 0

4 7 0

1 9 3 5

1 9 1 8

3 , 0 3

3 , 0 3

0 , 2 3

0 , 2 3

1 7

1 6

0 , 9 7

0 , 9 7

0 , 9 9

0 , 9 9

0 , 8 0

0 , 7 9 B 1 2 0 - 4 B 1

B 1 2 0 - 4 B 2

101 ,1

1 0 1 , 4

6 , 5 9

6 , 4 3

1 2 4

1 2 4

3 3 9

3 3 9

2 2 5 0

2 1 0 0

3 , 6 8

2 , 9 8

0 , 3 6

0 , 3 5

2 9

2 1

0 , 9 8

0 ,91

0 , 9 9

1,00

0 , 8 4

0 , 8 4

B 1 2 0 - 5 A 1

B 1 2 0 - 5 A 2

9 8 , 3

9 8 , 0

8 , 4 0

8 , 4 2

1 2 0

1 2 0

3 4 7

3 4 7

2 0 3 1

2 1 0 7

2 , 8 7

4 , 4 8

0 , 4 9

0 , 5 0

8

1 2 0 , 9 2

0 , 9 4

0 , 8 8

0 , 8 5

1,03

1,00

B 1 2 0 - 5 B 1

B 1 2 0 - 5 B 2

9 7 , 9

9 8 , 2

8 , 4 3

8 ,41

1 2 0

1 2 0

3 4 7

3 4 7

2 1 8 8

2 1 7 7

3 , 4 0

3 , 3 8

0 , 5 0

0 , 5 0

1 6

1 5

0 , 9 4

0 , 9 3

1,00

0 , 9 6

0 , 9 8

0 , 9 8

B 1 2 0 - 5 G 1

B 1 2 0 - 5 G 2

9 7 , 6

98 ,1

8 , 4 2

8 ,41

1 2 3

1 2 3

3 4 7

3 4 7

2 2 4 1

2 2 5 5

3 , 8 7

3 , 9 3

0 , 4 9

0 , 4 8

1 8

1 8

0 , 9 6

1,00

1,00

0 , 9 9

0 , 9 7

0 , 9 6

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 209 - MAI-JUIN 1997 - RÉF. 4109 - PP. 49-67 53

TABLEAU III C o m p o s i t i o n et ca rac té r i s t i ques d e s b é t o n s

Matériaux B50 B90 B120

E / (C+FS) 0,54 0,33 0,23

Eau (E), L/m 3 200 134 110

Ciment (C), kg/m 3 370 420 495

Fumée de silice (FS), kg/m 3 0 0 55

Sable, kg/ m 3 785 905 730

Gravier 2,5/10 mm, kg/m 3 1 000 1 000 1 090

Superplastifiant (SP), L/m 3 0 8 27

SP / (C+FS)*, % 0 0,95 2,5

Affaissement, mm 95 180 190

Air occlus, % 2,3 2,1 2,0

Masse volumique, kg/m 3 2 350 2 460 2 510

'massique, en extrait sec

Les tubes en acier de diamètre extérieur de 114,3 mm et d 'épaisseur nominale brute 3,05, 6,02 et 8,56 mm avaient une limite élastique variant entre 320 et 520 M P a . Leurs caractéristi­ques mécaniques ont été déterminées par des essais normalisés de traction. Les tubes ayant des épaisseurs plus faibles ont été obtenus par usi­nage à partir d'un tube de 3,05 mm d'épaisseur.

Tous les tubes ont été coupés et leurs extrémités ont été dressées sur un tour de façon qu'i ls aient une longueur finale de 340 mm. Ils ont été soi­gneusement décapés, nettoyés puis munis de bouchons spéciaux avant d 'être remplis de béton. Dans le cas des éprouvettes de type C , une fine couche de graisse à base de silicone a été étendue à l ' intérieur des tubes avant qu' i ls ne soient remplis de béton. Le facteur d 'é lancement des éprouvettes était donc de 340/114,3 = 3.

Vingt-quatre heures après leur fabrication, les deux extrémités de toutes les éprouvettes furent scellées avec un papier d'aluminium autocol­lant. A quelques jours de l 'échéance de l'essai, l 'extrémité supérieure des colonnes fut sciée et rodée avec une meule à diamants puis rescellée à nouveau sous papier d 'aluminium jusqu'au moment de l'essai.

Toutes les colonnes étaient testées sur une presse à cadre rigide ayant une capacité de 5 000 k N . Les colonnes ont été chargées en déplacement contrôlé par le vérin de la presse, à une vitesse correspondant à un taux de déformation longitu­dinale moyenne de 30 Lim/ms. Le chargement était généralement poursuivi j u s q u ' à ce que l 'on observe 35 mm de raccourcissement de la colonne, sauf si le tube se fissurait ou si la colonne fléchissait de façon exagérée, au quel cas l'essai était arrêté plus tôt.

Les déformations axiales du noyau en béton ont été mesurées à l'aide de trois capteurs de déplacement ( L V D T ) , disposés à 120° autour de la colonne. Des rosettes électriques de déformation ont aussi été collées à la surface des tubes, pour mesurer les déformations axiales et transversales à différentes hauteurs de la colonne (fig. 2). Le recueil des données était assuré par un système d'acquisition piloté par un micro-ordinateur.

Plateau de la presse

Fig. 2 - Schéma du montage expérimental (dimensions en mm).

Résultats expérimentaux et discussion

Courbes charge-déplacement et modes de rupture

Les figures 3 et 4 présentent des courbes typi­ques charge-déplacement (N-d) des colonnes de type B contenant chacune une des trois classes de béton. Le confinement du béton était réalisé dans des tubes en acier de différentes épaisseurs. Dans ces figures, d représente la moyenne des déplacements mesurés entre les deux extrémités de la colonne par les trois capteurs L V D T .

54 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 49-67

A u début du chargement, les courbes N - d sont pratiquement linéaires. Aux points indi­qués sur la figure 4 par un point noir les courbes commencent à s'incurver de façon significative. Ce point est défini comme la charge limite élastique N e de la colonne. Il est déterminé conventionnellement au point où la tangente à la courbe N-d admet une pente inférieure ou égale au quart de la pente de la tangente à l 'origine. Des traces de cisaille­ment croisées inclinées à 45° de l'horizontale commencent ensuite à se dessiner à la surface des tubes lors de l'effritement de la couche noire de laminage que l 'on retrouvait sur les tubes. Ce niveau de chargement, défini par N , correspond au début de la plastification du tube. Il est déterminé de façon précise à partir des déformations mesurées par les jauges électriques en se référant au critère d 'écoulement plastique de Von Mises. Après le pic de chargement, noté N * , les courbes N - d ressemblent généralement à celles que l 'on aurait obtenues avec un matériau ductile. L a pente de la branche post-pic devient néga­tive, mais de faible valeur absolue. Sur les colonnes fortement confinées, spécialement celles qui contenaient un béton B50, on observe m ê m e un redressement de la branche post-pic dont la pente devient positive, indi­quant un phénomène de consolidation avec raidissement et/ou un phénomène de plasticité avec écrouissage (fig. 3 et 4). On observe aussi dans le cas des colonnes en B90 et B120 les moins confinées, une chute rapide de la résistance suivie d'un plateau de résis­tance résiduelle presque horizontal.

Charge de compression N (kN) 2500 ETETil Epaisseur des tubes : ETETil 2000 t = 8,4 mm

K - N N - ^ t = 6,4 mm 1500 - / —_______t = 3,2 mm •

1000 - Il 500 Tube0 1 1 4 x t U

0

Fig. 3 -Courbes charge-dépla­cement des colonnes courtes de type B confi­nées dans des tubes en acier de différentes épaisseurs.

10 15 20 25 30 Déplacement d (mm)

Charge de compression N (kN) 2500

20 25 30 Déplacement d (mm)

Charge de compression N (kN) 2500

2000

1500

1000 L

500

0

Epaisseur des tubes : t = 6,4 mm

0

t = 1,2 mm Tube0 114 x t

10 15 20 25 30 Déplacement d (mm)

Charge de compression N (kN) 2400

2000

1600 _ i

1200

800

400

10 15 20 25 Déplacement d (mm)

15 20 25 30 Déplacement d (mm)

Fig. 4 -Courbes comparatives charge-déplacement des colonnes courtes de type B dont seul le noyau de béton diffère.

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7 55

On constate par ailleurs sur la figure 4 que la résistance résiduelle des colonnes, correspon­dant à un grand raccourcissement, ne dépend pratiquement plus de / ' c mais de l 'épaisseur du tube seulement. Ce dernier résultat confirme la tendance déjà observée par l 'au­teur sur des éprouvettes de petites dimensions [Lahlou et al., 1991]. D 'après de Larrard et al. [1992], ce résultat semble indiquer que les paramètres décrivant le frottement béton-béton sont indépendants de f \ pour les grands déplacements .

L'aspect des colonnes à la fin des essais de char­gement (fig. 5) montre que les colonnes courtes se rompent principalement selon les trois modes suivants : s* le voilement local du tube (ou son cloquage général) observé particulièrement pour les

colonnes de type A et pour quelques colonnes confinées dans un tube de faible épaisseur ;

>- le gonflement général en tonneau, observé sur la majorité des colonnes de la classe B50 et des colonnes en B90 et B120 fortement confinées ;

3 * le cisaillement suivi du glissement d'un bloc sur l'autre, observé pour le reste des colonnes, c 'est-à-dire pour les colonnes en B90 et B120 faiblement ou moyennement confinées autres que celles de type A . Dans cette catégorie de colonnes nous avons parfois observé, sur les tubes les plus fins, l'ouverture d'une fissure dans la direction du cisaillement.

Les résultats obtenus au pic de chargement, en termes de la charge ultime N * et du déplacement correspondant d* (mesuré entre les deux extré­mités de la colonne), pour tous les essais réali­sés, sont rassemblés dans le tableau IL

Fig. 5 -Aspect des colonnes à la fin des essais de chargement.

B50

1 2

B90 B120 B120

Mode de chargement A

1 2 1 2 1 2

Mode de chargement B

1 2 1 2 1 2

Mode de chargement C

1 2 1 2 1 2

épaisseur du tube t - 3,2 mm t = 8,4 mm

56 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - p p . 4 9 - 6 7

Influence de la résistance en compression du béton sur la résistance des colonnes Quand la résistance en compression du béton augmente, le module d'élasticité E c , le coeffi­cient de Poisson v c , la ductilité, la ténacité et le retrait du béton augmentent ou diminuent en conséquence mais de façon non forcément pro­portionnelle. L 'évolut ion du comportement mécanique des colonnes devient alors difficile à prévoir d'autant plus que ces différentes caracté­ristiques sont interdépendantes et peuvent par­fois agir en sens opposés. D'ailleurs, c'est la raison pour laquelle de telles études expérimen­tales sont nécessaires.

Dans cette étude, nous avons essayé de dégager l'influence de la résistance en compression / ' c

en tant qu'indicateur de la classe du béton et non pas en tant que paramètre intrinsèque. Cette influence est en réalité celle de tous les paramè­tres secondaires forcément reliés à f\.

L'influence la plus importante de la résistance en compression du béton se manifeste au niveau de la valeur de la charge ultime N * (fig. 6). A ins i le même tube rempli d'un béton 2 à 2,5 fois plus résistant que le béton B50, que nous prendrons comme référence, aura pra­tiquement la même masse mais sa charge

ultime N * sera augmentée de 40 à 80 %, comme on peut le voir quand on compare les charges ultimes supportées par les colonnes B90-4B1 et B120-4B1 à celle supportée par la colonne B50-4B1 (tableau II).

Si nous négligeons la section d'acier devant celle du béton et si nous faisons supporter la charge ultime N * sur la seule section du noyau en béton (en réalité la section d'acier participe partiellement à supporter l'effort de compres­sion) on obtient les ordres de grandeur de la contrainte ultime du béton confiné / ' c c (fig. 6). A ins i , en confinant du béton B50, B90 ou B120 dans un tube d'acier de 3,2 mm d 'épais­seur, on arrive à des contraintes ultimes de 124, 167 ou 206 M P a ; chose que l 'on ne sait pas faire en B H P . Nous sommes même arrivés à des contraintes ultimes de l'ordre de 300 M P a en confinant le béton B120 dans un tube d'acier d 'épaisseur 8,4 mm ; épaisseur qui pourrait être réduite de moitié ou plus si l 'on utilise des tubes d'acier à haute résistance disponibles actuellement sur le marché nord américain. Mieux encore, en confinant un B P R de 200 M P a de résistance à la compression [Richard et Cherezy, 1994] on peut dépasser les 350 à 400 M P a en contrainte ultime, c 'est-à-dire la résistance en compression d'un acier de construction.

Charge ultime N* (kN) 2500

A

¥ 156 MPa

1,2 2 3,2 6,3

Contrainte ultime sur le noyau de béton confiné

216 MPa

270 289 MPa

2 3,2 6,5 3,2 6,5 8,4 Epaisseur du tube (mm)

Fig. 6 -Variation de la charge ultime des colonnes de type B en fonction de la résistance en com­pression du béton et de l'épaisseur du tube.

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7 57

Fig. 7 -Influence de la résistance en compression du béton sur la résistance norma­lisée des colonnes de type B pour des indices de confinement potentiel fr comparables (N0 = fcAc+ fyAa = résistance nominale de la colonne).

Charge normalisée N / N 0

1,4

1,2

0,8

0,6

f, = 0,21

Indice de confinement potentiel : f. _ 2 t _ J L D - 2t f'„

f r = 0,33

,B 120

5 10 Déplacement d (mm)

0 5 10 0 Déplacement d (mm)

f r = 0,45

B 120

5 10 15 Déplacement d (mm)

Influence de la résistance en compression du béton sur l'efficacité du confinement

A f i n de mesurer et comparer l'apport du confi­nement sur la résistance des différentes colon­nes, nous avons défini le paramètre g suivant :

g ( % ) = ( j ^ - i j x 100 =

( N * > \ ^ - z n r -

1 x 100 ^ f ' c A c + f y A a )

où : - g représente le gain de résistance obtenu sur la colonne par le confinement, - N * la charge ultime de compression mesurée sur la colonne, - N 0 la résistance nominale de la colonne ( N 0 = f ' c A c + f y A a ) , - f\ la résistance en compression du béton mesurée sur des cylindres 100 x 200 mm mûris à l'eau, - / la limite élastique de l 'acier du tube, - A c et A a les sections transversales du noyau en béton et du tube.

Les valeurs de g obtenues pour toutes les colonnes courtes testées sont données dans le tableau IL À indice de confinement potentiel fr

comparable, la figure 7 montre que pour les colonnes de type B , la résistance normalisée N * / N 0 , et par conséquent le gain g, augmentent avec la résistance en compression du béton. Cette m ê m e figure montre, par ailleurs, que les colonnes ont une ductilité et un niveau de résis­

tance résiduelle comparables quand le degré de confinement fr est le même .

Rappelons à ce propos que le gain de résistance g est relatif, c 'est-à-dire qu ' i l est calculé par rap­port aux résistances nominales propres N 0 des colonnes dont le diamètre et les classes de résis­tance du béton et de l 'acier peuvent être différen­tes. Cette approche permet donc de juger de la « rentabilité mécanique » du confinement mis en œuvre. S i les écarts entre les différentes valeurs de g paraissent parfois assez faibles, les gains de résistance absolus sont en réalité nettement plus importants que les pourcentages indiqués par ce paramètre. C'est ainsi, par exemple, que le gain moyen de 25 % obtenu sur les colonnes B120-4B représente en fait les deux-tiers de la capacité nominale des colonnes B50-2B sachant que ces deux types de colonnes ont le même indice de confinement potentiel. Donc à des niveaux de confinement comparables, les bétons à hautes performances offrent une meilleure effi­cacité de confinement par tube d'acier qu'un béton usuel.

Plusieurs chercheurs ont cependant rapporté une diminution de l 'efficacité des confinements actifs [Hobbs, 1972 ; lensen et Bjerkeli , 1987 ; Setunge et al, 1993] et passifs par armatures spi­rales [Ahmad et Shah, 1982 ; Bjerkeli et ai, 1990] lorsque / ' c augmente. L'explication de ce résultat apparemment contradictoire par rapport à ceux obtenus dans le cadre de ce travail peut être donnée à travers les éléments suivants :

le confinement passif mobil isé par un tube est, par sa nature, plus uniforme et plus efficace

58 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7

que celui fourni par des spirales localisées, sur­tout pour des niveaux de confinement aussi élevés que ceux utilisés ic i ;

>• quelques résultats partiels [Lahlou, 1994] montrent que l'effet du mûrissement à sec sur la résistance en compression du noyau en béton diminue lorsque / ' c augmente ; donc puisque le gain g est calculé par référence à / ' c déterminée sur les cylindres normalisés de 100 x 200 mm mûris dans l'eau, une certaine proportion du gain noté sur g en découle ;

nous avons remarqué que, lorsque / ' c aug­mente, nous obtenons une plus grande mobilisa­tion de la contrainte transversale o~a6 dans le tube ce qui favorise une plus grande contribution du noyau en béton à la résistance ultime de la colonne ;

i l a été montré [Setunge et ai, 1993] que l'ajout de fumée de silice dans les B H P donne une meilleure efficacité dans le cas d'un confine­ment actif.

Influence de la résistance en compression du béton sur la déformabilité des colonnes

L a figure 8 montre que, contrairement au cas des bétons non confinés, les déformations lon­gitudinales correspondant à la charge ultime N * sont généralement d'autant plus faibles que la résistance en compression du béton est plus élevée. Ce résultat a été déjà observé [Lahlou et al, 1991] sur des bétons de différentes résistances à la compression confinée sous la même pression hydrostatique dans une cellule triaxiale. Ce phénomène serait la conséquence de la diminution du rapport de confinement o~cr lf\ et de la microfissuration plus tardive que l 'on observe dans le cas des bétons plus résistants.

Déplacement au pic d* (mm) 10

A

Y

40 60 80 100 120 140 Résistance en compression f' c

Fig. 8 - Variation du déplacement au pic des colonnes de type B en fonction de la résistance en compression

du béton.

L'observation des figures 3,4 et 7 indique que plus la résistance en compression du béton augmente, plus la branche ascendante des courbes N - d des colonnes est linéaire. Ce résultat est mis en évi­dence par les valeurs de la charge limite élastique relative N e / N * données dans le tableau II. A ins i la moyenne des valeurs du rapport N e / N * passe de 0,81 à 0,97, puis à 0,99 (avec un écart type res­pectif de 0,08, 0,02 et 0.02) lorsque le béton du noyau passe du B50 au B90 puis au B120 et ce dans le cas des colonnes de type B .

Par ailleurs, puisque les bétons plus résistants ont des modules d'élasticité E c plus élevés, ils permet­tent naturellement d'obtenir des colonnes de rigi­dité longitudinale absolue plus élevée. En réalité, les colonnes de type B et C se déformeront plus lorsqu'elles sont remplies de béton à plus haute résistance et qu'elles sont utilisées à leur limite élastique ou au-delà. Cet assouplissement est dû au fait que les augmentations de E c , du rapport N e / N * et du gain g ne sont pas proportionnelles à l 'aug­mentation de / ' c du noyau en béton. Ce résultat peut avoir une incidence défavorable sur l ' instabilité de colonnes élancées. L a diminution des risques d'ins­tabilité locale, ainsi que l'augmentation de la rigi­dité flexionnelle tendraient néanmoins à s'opposer à cette tendance. Pour les colonnes moins élancées, à l 'abri des risques de flambement général, cette légère augmentation de la souplesse ne devrait pas altérer le fonctionnement des structures verticales. Par contre pour des structures horizontales (en treillis, par exemple ) i l faudrait vérifier si l 'applica­tion d'une post-contrainte extérieure adéquate ne pourrait pas compenser ce surplus de déflexion. Des études plus approfondies sont nécessaires pour répondre à ces préoccupations d'ordre structural.

Sen a établi depuis 1969 que, lors du chargement d'une colonne confinée, le tube commence à se plastifier avant que la colonne n'atteigne sa résistance maximale. Les valeurs du niveau de chargement N y / N * mesurées sur les différentes colonnes sont indiquées dans le tableau II. Pour les colonnes de type B , on observe qu'en moyenne le rapport N y / N * passe de 0,90 à 0,95 lorsque le béton du noyau passe du B50 à B120.

Influence de la résistance en compression du béton sur la ductilité des colonnes

Pour évaluer la ductilité des colonnes testées, nous avons choisi de calculer l'aire sous la courbe N - d qui traduit l 'énergie de déformation accumulée dans la colonne à différentes étapes de son chargement. Deux approches sont don­nées dans la littérature pour caractériser la ducti­lité selon cette méthode : • L a première approche évalue la ductilité en calculant le rapport de l'aire sous la courbe

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7 59

N - d de la phase plastique avant le pic à l 'aire sous la courbe N - d de la phase élastique ; plus ce rapport est faible moins la colonne serait ductile selon la définition proposée par Rossi [1989]. Cette approche, bien qu ' intéressante pour un béton non armé, ne peut être adaptée au type de comportement que nous avons obtenu dans le cas des colonnes confinées, puisqu'elle ne tient pas compte de toute la branche post-pic.

• Pour corriger cette insuffisance, la deuxième approche consiste à calculer le rapport de l 'aire sous la courbe N - d de toute la phase post-pic ( jusqu 'à l 'arrêt conventionnel de l'essai) à l 'aire sous la courbe N - d de la phase avant le pic ; plus ce rapport est élevé, plus la ductilité est importante selon une définition adoptée par des chercheurs de Sintef [1989]. Si nous appliquons cette approche aux colonnes testées, nous remar­quons que le résultat reste très affecté par les coordonnées du pic observées sur les différentes courbes N - d .

Nous avons donc été amené à définir un troisième critère, qui consiste à calculer le rapport de

Charge de compression N

Déplacement d

Charge de compression N i N*

'e d* Déplacement d

Fig. 9 - Définition du critère de ductilité élastoplastique.

l 'aire totale A t o t sous la courbe charge-déplace­ment à l'aire A e p dél imitée par une courbe charge-déplacement fictive correspondant à un comportement élastoplastique parfait de même rigidité et de limite élastique N * (fig. 9). Plus cette valeur est proche de l 'unité, plus le com­portement observé se rapproche d'un comporte­ment élastoplastique parfait idéalement ductile. U n rapport supérieur à 1 traduit un comporte­ment élastoplastique écrouissable.

Les valeurs obtenues en calculant ce rapport sont données dans le tableau II pour toutes les colonnes testées. Comparativement aux deux premiers critères, le troisième critère de ductilité A t o t / A e p permet une évaluation plus globale de la ductilité puisqu' i l se réfère à la courbe expéri­mentale complète N - d . A i n s i les colonnes en B90 et B120 de type B offrent un « d e g r é de conformité » moyen au comportement élasto­plastique parfait de 0,88, par comparaison aux colonnes en B50 dont le rapport moyen est de 0,96. Donc, ce critère indique une légère diminu­tion de la ductilité lorsque f'c augmente.

Influence du niveau de confinement

Les courbes charge-déplacement de la figure 3 indiquent que, pour la m ê m e classe de béton, la charge ultime N * et le déplacement au pic d* augmentent avec l 'épaisseur du tube. De plus, nous remarquons sur la figure 10 que le gain de résistance g augmente avec fr pour les colonnes en B50 et B120. Le résultat apparemment contradictoire observé sur les colonnes en B90 pourrait être dû à la chute de la limite élastique f de l'acier, qui coïncide avec l'augmentation

defr. E n effet, les résultats des deux colonnes B50-3G1 et B50-3G2 indiquent un effet non négligeable du paramètre f . Le résultat obtenu sur les colonnes B120-5B ne peut s'expliquer que par le manque de rectitude que l 'on observe très souvent sur la paroi intérieure des tubes de forte épaisseur.

Si nous traçons les valeurs au pic de 0 " * c l / / ' c en fonction de c?* c r//' c nous obtenons les critères de résistance des différentes classes de béton. Mais nous devons signaler à ce propos que la disper­sion des résultats est normalement plus élevée dans le cas d'un confinement passif, tel que celui que nous avons testé, par rapport au cas d'un confinement actif dans une cellule triaxiale. Cette tendance a déjà été observée par plusieurs cher­cheurs [Sen, 1969 ; Sakino et al., 1988]. E n effet, dans le cas d'un confinement actif, les contraintes sont contrôlées de façon précise et directement mesurées durant l'essai alors que, dans le cas d'un confinement passif avec un tube,

60 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7

la progression de la contrainte radiale de confi­nement dépend de plusieurs paramètres et elle n'est qu'indirectement est imée à partir de mesures locales des déformations longitudinale et transversale du tube. Malgré ces imprécisions inhérentes au type d'essai, la figure 11 nous permet d 'établ ir les corrélations linéaires sui­vantes :

>- pour le béton usuel B50 : G * , G *

— - = 1 + 2,29 — - (R 2 = 0,96) J e J c

pour le béton à hautes performances B90 : rj* . G *

— - - 1 + 2,54 — - (R 2 = 0,98) J e J e

>- pour le béton à très hautes performances B120 :

G * i G *

— - = 1 + 3,44 — " (R 2 = 0,97) J e J e

Nous constatons alors une meilleure efficacité de confinement pour le B120 par rapport au B50 et au B90 dont les efficacités de confinement sont semblables. Ce résultat confirme ce qui a été

déjà observé par Setunge et al. [1993] à propos de l'augmentation de l 'efficacité du confinement par l'ajout de fumées de silice dans les bétons à très hautes performances.

Si nous comparons nos résultats avec ceux obtenus en utilisant des critères empiriques proposés dans la littérature pour les colonnes mixtes constituées de tubes circulaires remplis de béton usuel [Lahlou, 1994], nous constatons une bonne concordance des résultats relatifs au B50 et au B90 avec les modèles de Morishita [1982] et de Sakino et al. [1988] qui proposent respectivement un coefficient d'efficacité de confinement de 2,3 et 2,7. Nous constatons aussi que l 'efficacité du confinement passif, même s ' i l est réalisé par un tube, reste toujours inférieure à celle du confinement actif réalisé dans une cellule triaxiale.

D u point de vue de la ductilité, les valeurs du A t o t

rapport —— (fig. 12) montrent que la ductilité des

colonnes testées augmente avec l 'épaisseur du tube t pour chacune des classes de béton.

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUII IN 1997 - RÉF. 4109 - PP. 49-67 61

Fig. 11 -Critères de résistance en compression triaxiale des colonnes testées en béton confiné.

c | / f 'c

Y = 3,44X (B 120) Y = 2.54X (B 90)

Fig. 12 -Variation de la ductilité des colonnes de type B en fonction de la résis­tance en compression du béton et de l'épaisseur du tube.

Critère de ductilité = A , o t / A e p

1,4 ,

1,2

0,8

0,6

40,

0,2

1,2 2 3,2 6,3 3,2 6,5 3,2 6,5 8,4 Epaisseur du tube (mm)

62 BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7

Charge de compression N (kN) 2500

2000

1500 —

1000

500

Charge de compression N (kN) 2500

2000

1500 —

1000

500

Charge de compression N (kN) 2500

2000

1500 —

1000 —

500

Epaisseur tube t = 8,4 mm

Déplacement d (mm)

Epaisseur tube t = 3,2 mm

Déplacement d (mm)

Epaisseur tube t = 3,2 mm

Fig. 13 -Courbes charge-déplacement des colonnes de type A, B et C.

Déplacement d (mm)

influence du mode de chargement et de l'interaction tube-béton Les courbes types de la figure 13 indiquent de façon générale que : >• les plus grandes rigidités initiales sont obte­nues pour les colonnes de type A ; >- la résistance des colonnes en B50 est pratique­ment insensible aux modes de chargement A et B et au type d'interface C , confirmant ainsi les résultats déjà publiés à ce sujet sur les colonnes

remplies en béton usuel ; s* la résistance des colonnes en B90 et B120 augmente lorsque le mode de chargement varie du type A au type B et lorsque l'interface change du type B en type C ; >- cet effet disparaît pour les grandes déforma­tions longitudinales, sauf pour les colonnes B120 et B90 de type A où le voilement local du tube serait responsable de la chute relative de la résis­tance résiduelle (fig. 5) ;

BULLETIN DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES - 2 0 9 - MAI-JUIN 1 9 9 7 - RÉF. 4 1 0 9 - PP. 4 9 - 6 7 63

>- le déplacement au pic des colonnes en B90 et B120 augmente lorsque le mode de chargement de celles-ci passe du type A au type B et du type B au type C ; l 'exception relevée pour les colonnes B90-3B par rapport aux colonnes B90-3C serait causée par un défaut de compac­tage du béton des colonnes B90-3B, comme le laisse supposer la figure 3.

L'histogramme de la figure 14, où sont com­parés les gains moyens de résistance (valeurs moyennes des deux répétitions) des divers types de colonnes courtes, illustre de façon claire que si le type A donne les meilleurs résultats, du point de vue résistance, pour les colonnes en béton usuel, ce mode de chargement serait moins efficace pour les bétons plus résistants.

c p a i s s e B é t o n ~ X du tube

Fig. 14 - Variation des gains de résistance par confine­ment g en fonction de la classe du béton et du mode de

chargement.

A i n s i , pour les colonnes en B90 et celles en B120 ayant un tube plus épais, la configuration C est celle qui leur procure le plus grand gain de résis­tance. Pour les colonnes B120-3 c'est le type B qui donne la plus grande valeur pour la résistance en compression. Cette différence de comporte­ment des B H P et B T H P vis-à-vis des modes de chargement et des types d'interface comparative­ment au béton usuel peut s'expliquer de la façon suivante : nous savons que sous compression triaxiale, les bétons à hautes performances engen­drent moins d'expansion volumétrique et com­mencent à le faire plus tardivement que les bétons usuels [Ahmad et Shah, 1985] ; de ce fait, les B H P engendrent moins de frottement à l'interface tube-béton donc moins de transfert de la charge verticale au tube, et donc plus de réserve de confi­nement transversal, pour un noyau de béton qui participe davantage à la résistance en compres­

sion. Par ailleurs, le tube ne se plastifie q u ' à un stade plus avancé du chargement, ce qui donne une meilleure efficacité au confinement.

A i n s i , et contrairement aux paramètres / ' c et fr, le mode de chargement a un effet plus significatif sur la charge relative de plastification du tube N y / N * qui passe, par exemple, de 0,70 pour les colonnes B120-3A à 0,97 pour les colonnes B120-3B (Ta­bleau II). En particulier, dans le cas des colonnes de type A , cette valeur indique le niveau à partir duquel commence le confinement du noyau de béton. L a moyenne de 0,67 relevée pour les colonnes B50-3A coïncide avec la moyenne des 14 colonnes testées par Sen en 1969.

L'histogramme de la figure 15 montre par ailleurs q u ' à l 'exception des colonnes en béton usuel, la charge limite élastique relative N e / N * des colonnes de type B et C est plus grande que celle des colonnes de type A . E n pratique, si les colonnes doivent être conçues pour travailler à leur limite élastique N e , ce dernier résultat voudra dire que les gains de résis­tance g évolueront très favorablement pour les types B et C relativement au type A .

chargement Béton - Epaisseur du tube

Fig. 15 - Variation de la charge limite élastique normalisée des colonnes en fonction de la classe du béton et du mode

de chargement.

A t o t

Enfin, les valeurs du rapport —— du tableau IV ,

représentant la moyenne de deux essais, indiquent que les colonnes de type B sont de façon générale légèrement plus ductiles que celles du type A .

TABLEAU IV Va leu rs m o y e n n e s d u c r i tè re de duc t i l i t é A t o t / A e p

Colonne Type A Type B Type C

B 5 0 - 3 0 , 9 4 0 , 9 8 0 , 7 9

B 9 0 - 3 0 , 8 2 0 , 8 7 0 , 8 3

B 1 2 0 - 3 0 , 7 2 0 , 8 1 0 , 8 0

B 1 2 0 - 5 1,02 0 , 9 8 0 , 9 6

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Conclusions L e confinement des bétons à hautes perfor­mances dans des tubes en acier présente beau­coup d ' intérêt tant du point de vue technique qu ' économique . Cette solution relativement simple et peu coûteuse ouvre de nouvelles possi­bilités technologiques en faisant travailler un béton B90 ou B120 à des niveaux de contrainte de 170 ou 210 M P a , et m ê m e 300 M P a , tout en lui assurant une bonne ductilité. Toutefois, la conception de ce type de colonne composite devrait être adaptée à cette nouvelle génération de béton. Les résultats expérimentaux que nous avons obtenus montrent en particulier que :

>- pour les colonnes en B H P et B T H P les meil­leures résistances sont obtenues lorsque la charge est appliquée uniquement sur le béton, et dans le cas où une couche de graisse a été placée à l'interface tube-béton ;

>- à l 'exception des colonnes où la charge est appliquée sur la totalité de la section acier + béton, les gains de résistance par confinement augmentent avec la résistance en compression du béton et l ' indice de confinement potentiel. E n

particulier, la réduction du transfert de la charge axiale au tube augmente la pression de confine­ment sur le noyau en béton ;

3=> des critères de résistance linéaires sont établis avec un coefficient d'efficacité de confinement qui passe de 2,3 pour le B50 à 2,5 pour le B90 et 3,4 pour le B120 ;

>̂ globalement, le m ê m e indice de confinement potentiel assure aux colonnes un niveau de ducti­lité comparable ;

>- les plus importantes valeurs de la rigidité axiale sont obtenues pour les colonnes où la charge est appliquée sur la totalité de la section acier + béton. L'application de la charge sur le seul noyau de béton entraîne un certain assou­plissement des colonnes ;

>~ dans le cas des colonnes où la charge est appliquée uniquement sur le béton, le tube en acier se plastifie vers 90 à 95 % de la charge ultime alors que, dans le cas des colonnes où la charge est appliquée sur la totalité de la section acier + béton, ce niveau se situe autour de 70 % de la charge ultime.

Notations

B50

D

d, d*

A

l

fy

g

N, N*

N 0

t

°"ae

a„ a,*

Aire entre la courbe N-d et l'axe d jusqu'au déplacement maximal.

Aire entre la courbe N-d fictive relative au comportement élastoplastique parfait associé au comportement réel et l'axe d jusqu'au déplacement maximal.

Béton de résistance en compression indiquée en MPa.

Diamètre extérieur de la colonne.

Déplacement et sa valeur au pic de chargement.

Résistance en compression du béton.

2t fv

Indice de confinement potentiel

Limite d'élasticité de l'acier.

D - 2t f ^ x 100 (%).

Gain de résistance en compression de la colonne = Nn

1 x 100 (%).

Effort normal de compression et sa valeur au pic de chargement.

Résistance nominale de la colonne = f'c Ac + fyAa.

Épaisseur du tube.

Contrainte transversale dans le tube en acier.

Contrainte longitudinale et sa valeur au pic de chargement.

Contrainte longitudinale dans le béton au pic de chargement.

Contrainte radiale de confinement du béton au pic de chargement.

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Remerciements

Cette recherche a été rendue possible grâce à une bourse du Programme canadien des Bourses de la Francophonie obtenue par le premier auteur. Elle a été partielle­ment financée par le Conseil de recherches en sciences naturelles et en génie du Canada.

ABSTRACT

H i g h p e r f o r m a n c e c o n c r e t e c o l u m n s c o n f i n e d i n t h i n s teel c a s i n g s

K. LAHLOU - P.-CI. AlTCIN

Confining high performance concrete in steel tubes has considerable technical and economic benefits. With this relatively simple confinement technique concrete with a compressive strength of 90 - 1 2 0 MPa can achieve ult imate compressive stresses of between 170 - 300 MPa with a high degree of ductility.

This paper examines the performance of short prefabricated columns using a variety of types of concrete which have been confined in circular steel tubes. Experimental results are piesenter i and jna lyz tx t which show the influence of the compressive strength of the concrete, the degree of confinement, the mode of loading, the interac­tion between the tube and the concrete and, lastly, the deformability and ductility of columns of this type.

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