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BAPTISTE DORVAL LEGRAS

EFFET DE LA TENEUR EN HUMIDITE DU BOIS

SUR LA PERFORMANCE DES ASSEMBLAGES BOIS

BOULONNÉS DE PIN GRIS

Mémoire présenté

à la Faculté des études supérieures de l’Université Laval

dans le cadre du programme de maîtrise en Sciences du Bois

pour l’obtention du grade de maître ès sciences

DÉPARTEMENT DES SCIENCES DU BOIS ET DE LA FORÊT

FACULTÉ DE FORESTERIE ET DE GÉOMATIQUE

UNIVERSITÉ LAVAL

QUÉBEC

2009

© Baptiste Dorval Legras, 2009

Résumé

Ce projet porte sur la problématique de l’influence de l’humidité sur la performance

des attaches boulonnées des charpentes en bois. Afin d’améliorer la justesse des règles de

calcul des charpentes en bois présentées dans la norme canadienne CSA-O86, nous

vérifions, dans cette étude, la pertinence du coefficient de service (KSF) appliqué aux

attaches dans des teneurs en humidité (TH) variables. Pour ce faire, nous utilisons cinq

types d’attaches assemblées de bois sec (TH ≈ 12%) et humide (TH ≥ 19%) et testées en

trois conditions d’humidité (TH ≈ 8%; TH ≈ 12%; TH ≥ 19%). Toutes les attaches sont

constituées d’une membrure de pin gris (Pinus banksiana) de 89 mm d’épaisseur et de

plaques de jonctions en acier de 6,4 mm d’épaisseur, le tout assemblé de boulons de 12,7

mm de diamètre de grade 2 et, dans certains cas, de grade 5. Les attaches sont à un, deux et

six boulons; pour ce dernier, on fait varier l’espacement entre les rangées et entre les

boulons. Chaque série inclut six éprouvettes, avec un joint à chacune des deux extrémités,

pour un total de 198 tests de traction parallèle au fil du bois en double cisaillement. Les

paramètres suivants sont déterminés pour chaque test : la limite de proportionnalité, le seuil

de plasticité, la charge maximale, la rigidité, la ductilité et le mode de rupture.

Les résultats de cette étude révèlent que c’est l’humidité du bois lors du test et non pas

lors du montage qui est plus importante pour la performance des attaches. La rigidité

augmente en proportion de la diminution de l’humidité en dessous du point de saturation

des fibres, qui est accompagnée par une transition du mode de rupture de ductile à fragile.

Les attaches assemblées et testées humides (TH > 19%) sont les plus faibles, mais les plus

ductiles. Le séchage du bois a un plus grand effet sur les attaches avec un espacement plus

petit entre connecteurs : en plus de la rupture fragile, leur résistance est réduite 15% en

condition très sèche (TH ≈ 8%). La diminution de la résistance d’attaches en conditions très

sèches est observée; néanmoins, pour les modes de rupture fragiles, le coefficient de service

(KSF) est jugé trop conservateur. Des propositions sont faites et justifiées pour le

remplacement du KSF par le coefficient de service en cisaillement et en traction

longitudinale (KSv et KSt) dans les cas de rupture fragile, comme il est couramment

recommandé dans la norme américaine National Design Specification.

ii

Abstract

This research is focused on the effect of moisture on the performance of bolted

connections in timber structures. To improve the accuracy of the engineering design of

timber structures based on the Canadian standard CSA-O86, we studied the relevance of

the service factor (KSF) as applied to the lateral resistance of fastenings in different

moisture conditions (MC). To reach this goal, we used five connection configurations

assembled with seasoned (MC ≈ 12%) and unseasoned (MC ≥ 19%) timber and tested at

various moisture conditions: wet (MC ≥ 19%), dry (MC ≈ 12%) and very dry (MC ≈ 8%).

All connections were 89-mm thick jack pine (Pinus banksiana) sawn lumber and 6.4-mm

thick steel side plates assembled with 12.7-mm diameter bolts of grade 2 and, in some

cases, of grade 5. The joints included one, two or six bolts; in the latter, the fasteners were

installed in two rows with various spacing between the rows and between the bolts in a

row. Each series consisted of six specimens, with a joint at both ends, with a total of 198

tests in tension parallel to grain of wood in double shear. The following parameters were

determined from each test: proportional limit, yield point, maximum load, stiffness,

ductility and failure mode.

Results of the study revealed that it was moisture content at test and not at the time of

assembly that influenced the performance of the tested connections the most. The stiffness

increased in direct proportion with the decrease of moisture content below the fibre

saturation point, which was accompanied with a transition from ductile to brittle failure.

Connections assembled and tested unseasoned (MC > 19%) were the weakest but the most

ductile. Seasoning had the highest effect on the connections with the minimum spacing of

fasteners within and between the rows: not only were they the most brittle, their load

capacity was reduced 15% in very dry conditions (MC ≈ 8%). The reduction of load

capacity of connections in very dry conditions was observed; yet for brittle failure modes,

the service factor KSF was found to be overly conservative. Proposals are put forward and

justified to replace the KSF by service condition factors in longitudinal shear and tension

(KSv and KSt) in case of brittle failure modes, which is the current recommended practice in

the US National Design Specification.

Avant-propos

Cette maîtrise m’a permis de me spécialiser dans le domaine de la structure bois, tout

particulièrement dans l’utilisation des connexions en construction.

Ce mémoire de maîtrise a été possible grâce à la supervision et à la participation de mon

directeur Dr. Alexander Salenikovich de l’Université Laval, ainsi que mon co-directeur Dr.

Mohammad Mohammad de FPInnovations.

Merci à Alexander d’avoir passé de nombreuses heures à trouver de nouvelles idées pour

améliorer cette maîtrise. Ses connaissances et son savoir-faire m’ont beaucoup aidé.

Je tiens aussi à remercier les techniciens qui m’ont aidé durant ce travail de maîtrise. Pour

la préparation des échantillons, merci à Luc Germain, David Lagneux et Daniel Bourgault.

Pour les tests, un grand merci à Sylvain Auger et ses « setups ».

Merci aussi à Aziz Laghdir pour son aide dans les opérations de séchage.

Merci aux étudiants de premier cycle qui on fait certaines séries de tests, et à Frédéric

Nepton pour son aide lors de l’expérimentation.

Merci à l’équipe du Service de Consultation Statistique (SCS) de l’Université Laval et tout

particulièrement à Sama Sleiman pour sa patience.

Merci à Williams Muñoz pour ses conseils et son expertise.

Pour leur entraide et leur soutien tout au long de ce cheminement, j’aimerais finalement

remercier mes collègues, mes amis, mes parents, et tout particulièrement Ophélie.

Table des matières

Résumé.....................................................................................................................................i

Abstract.................................................................................................................................. ii

Avant-propos ........................................................................................................................ iii

Table des matières .................................................................................................................iv

Liste des tableaux...................................................................................................................vi

Liste des figures ................................................................................................................... vii

1 Introduction.....................................................................................................................1

1.1 Problématique .........................................................................................................1

1.2 Cadre théorique (revue de littérature) .....................................................................4

1.3 Objectifs................................................................................................................12

1.4 Limites de l’étude .................................................................................................13

2 Méthode expérimentale.................................................................................................14

2.1 Dispositif expérimental.........................................................................................14

2.2 Contrôle d’humidité..............................................................................................19

2.3 Estimation des résistances pondérées et modes de rupture...................................22

2.4 Analyses des courbes charge/déplacement ...........................................................24

2.5 Analyse statistique ................................................................................................28

3 Analyse et discussions des résultats..............................................................................30

3.1 Résultats en présentation graphique. Modes de rupture. ......................................30

3.2 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la charge maximale des assemblages (Pmax) ............................................................................................................37

3.2.1 Toutes attaches confondues ..............................................................................37

3.2.2 Comparaison par type d’attaches......................................................................39

3.2.3 Effet du grade des boulons sur la charge maximale .........................................40

3.2.4 Regroupement par groupes significativement différents ..................................41

v

3.3 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la charge à la limite de proportionnalité des assemblages (PPL) ............................................................................43

3.3.1 Toutes attaches confondues ..............................................................................43

3.3.2 Comparaison par type d’attaches......................................................................43

3.3.3 Effet du grade des boulons sur la charge à la limite de proportionnalité..........46

3.4 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la rigidité des assemblages (K)...47

3.5 Effets de l’humidité et des types d’attaches sur la ductilité des assemblages (DFAIL/DYIELD et DFAIL/DPL) ..............................................................................................50

3.6 Propositions ..........................................................................................................52

4 Conclusion ....................................................................................................................66

4.1 Rappel des objectifs ..............................................................................................66

4.2 Rappel des principaux résultats ............................................................................66

4.3 Recommandations et travaux futurs .....................................................................68

Bibliographie ........................................................................................................................69

Liste des tableaux

Tableau 1.1: Coefficient de condition d'utilisation, KSF, pour les attaches (selon tableau

10.2.1.5 (CSA-O86-01, 2007)). ......................................................................................3

Tableau 1.2 : Synthèse des tableaux 5.4.2 et 6.4.2 de la norme CSA-O86 ............................8

Tableau 1.3: Wet service factor, CM, for connections (AF&PA, 2005, Table 10.3.3) ...........9

Tableau 1.4: Synthèse des tableaux 4A et 5A de la norme NDS (AF&PA, 2005).................9

Tableau 1.5: Synthèse des valeurs de Kmod pour bois massif, lamellé collé, LVL et

contreplaqué (adapté de L’Eurocode 5, 2005, p. 23 et 30) ...........................................11

Tableau 2.1: Matrice des tests...............................................................................................15

Tableau 2.2: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture (boulons Gr2). .....23

Tableau 2.3: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture (boulons Gr5). .....24

Tableau 3.1: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture et proposition

(boulons Gr2). ...............................................................................................................54

Tableau 3.2: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture et proposition

(boulons Gr5). ...............................................................................................................55

Tableau 3.3: Comparaison des charges maximales expérimentales avec des résistances

prédites (boulons Gr2). .................................................................................................56

Tableau 3.4: Comparaison des limites de proportionnalité expérimentales avec des

résistances prédites (boulons Gr2). ...............................................................................57

Tableau 3.5: Comparaison des seuils de plasticité expérimentales avec des résistances


Tableau 3.6: Comparaison des charges maximales expérimentales avec des résistances


Tableau 3.7: Comparaison des limites de proportionnalité expérimentales avec des

résistances prédites (boulons Gr5). ...............................................................................60

Tableau 3.8: Comparaison des seuils de plasticité expérimentales avec des résistances


Liste des figures

Figure 1.1 : Exemples de structures soumises à des changements d’humidité.......................2

Figure 1.2: Modes de rupture fragiles (Quenneville, 2008) ...................................................7

Figure 2.1: Montage du banc d’essais ..................................................................................17

Figure 2.2: Dimensions d’assemblage et placement des capteurs LVDT ............................18

Figure 2.3 : Protocole de chargement a) selon le temps b) selon le déplacement (ISO

6891:1983) ....................................................................................................................18

Figure 2.4: Profil d’humidité du bois humide.......................................................................20

Figure 2.5: Profil d’humidité du bois sec .............................................................................21

Figure 2.6: Profil d’humidité du bois très sec.......................................................................21

Figure 2.7 : Graphiques de charge/déplacement pour un cas de rupture ductile ..................26

Figure 2.8 : Graphiques de charge/déplacement pour un cas de rupture fragile ..................26

Figure 3.1 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour la série témoin dans

les trois conditions d’humidité : humide (T-H), sec (T-S) et très sec (T-TS)...............30

Figure 3.2 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour les séries 1, 2 et 3

dans les conditions de tests « HH » et « HS » avec des boulons de grade 5 et de grade

2 ....................................................................................................................................32

Figure 3.3 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour les séries 1, 2, 3 et 4

dans toutes les conditions d’humidité. ..........................................................................33

Figure 3.4 : Exemples des boulons fléchis en mode G.........................................................35

Figure 3.5 : Résultats des comparaisons statistiques de charge maximale entre les six

conditions d’humidité ...................................................................................................37

Figure 3.6 : Résultats des comparaisons statistiques de charge maximale entre les quatre

attaches..........................................................................................................................38

viii


conditions d’humidité pour l’attache de type A (série 1) .............................................39


conditions d’humidité pour l’attache de type C (séries 2,3 et 4) ..................................40

Figure 3.9: Regroupement des séries selon l’ANOVA.........................................................42

Figure 3.10: Valeurs du cinquième centile normalisées .......................................................42

Figure 3.11 : Résultats des comparaisons statistiques de charge à la limite de

proportionnalité entre les six conditions d’humidité pour l’attache de type A (série 1)

......................................................................................................................................43


proportionnalité entre les six conditions d’humidité pour l’attache de type C (séries 2,3

et 4) ...............................................................................................................................44

Figure 3.13 : Résultats des comparaisons statistiques de charge maximale entre les attaches

de type C (séries 2, 3 et 4) ............................................................................................45

Figure 3.14 : Résultats des comparaisons statistiques de rigidité entre les six conditions

d’humidité.....................................................................................................................47

Figure 3.15 : Résultats des comparaisons statistiques de rigidité entre les quatre attaches .48

Figure 3.16 : Évolution de la rigidité en fonction de l’humidité ..........................................49

Figure 3.17 : Effet des configurations d’attaches sur la ductilité .........................................51

Figure 3.18 : Effets des conditions d’humidité sur la ductilité .............................................51

1 Introduction

1.1 Problématique

Actuellement, le bois est sous-utilisé dans le secteur de la construction non résidentielle

au Canada. Pourtant, les structures en bois sont souvent plus économiques, plus esthétiques

et surtout plus écologiques que l’acier ou le béton. Elles utilisent un matériau naturel et

permettent de réduire substantiellement les impacts de la construction sur l’environnement.

De plus, le caractère exceptionnel de ces réalisations contribue généralement à l'économie

touristique de la région où elles sont construites. Conçues adéquatement, les structures en

bois peuvent aussi démontrer une longévité et une durabilité souvent sous-estimées.

Lorsque des structures en bois sont utilisées à l’extérieur (Figure 1.1a) ou dans des

infrastructures de génie civil, notamment des ponts et des passerelles (Figure 1.1b), le

problème du comportement du bois dans des environnements à humidité variable se pose.

Les aspects de dégradation biologique, les phénomènes de fluage et de mécano-sorption,

ainsi que les risques de fissuration, sont encore mal maîtrisés. Ces connaissances sont

nécessaires aux concepteurs de structures en bois pour les guider dans leurs choix de

conception et d'entretien. Les problèmes liés à ces constructions sont souvent dus à la

méconnaissance de la variation de l’humidité dans les assemblages, particulièrement durant

la phase de construction. Peu de données bibliographiques sont disponibles à l’heure actuelle

pour comprendre ces phénomènes, et aucun modèle d’aide au dimensionnement intégrant les

effets de l’humidité n’a été proposé à notre connaissance.

Ce projet porte sur la problématique de l’influence de l’humidité sur la performance des

attaches boulonnées des charpentes en bois massif. Actuellement, selon la norme canadienne

des Règles de calcul des charpentes en bois (CSA-O86-01, 2007), la résistance des attaches

est pondérée à l’aide du coefficient de condition d’utilisation, KSF, dont les valeurs se

trouvent au tableau 10.2.1.5 de la norme (voir Tableau 1.1). Pour les attaches boulonnées, le

coefficient varie entre 1,00 et 0,27 en fonction de la teneur en humidité (TH) lors de la

fabrication et utilisation ainsi que de la configuration de l’attache. Le KSF prend en compte

2

la diminution de la résistance due à l’augmentation de la teneur en humidité et due aux

retraits dimensionnels.

Figure 1.1 : Exemples de structures soumises à des changements d’humidité.

3

Tableau 1.1: Coefficient de condition d'utilisation, KSF, pour les attaches (selon tableau 10.2.1.5 (CSA-O86-01, 2007))1

Une proposition pour modifier le principe de calcul de la résistance des attaches et,

entre autres, la façon de pondération pour les conditions de service a été faite (Quenneville,

2008). Selon cette proposition le coefficient KSF devrait être appliqué à la résistance à

l’enfoncement du bois pour les modes de rupture ductiles et à la résistance d’assemblage

pour les modes de rupture fragiles, dont l’arrachement par rangée, l’arrachement par groupe

et l’effondrement perpendiculaire au fil. Malgré tout, les valeurs du KSF ne sont pas révisées

1 Tiré de la CAN/CSA-O86-F01 – Règles de calcul des charpentes en bois et reproduit avec la permission de Normes CSA (aussi connue sous le nom de CSA), qui en détient les droits d’auteurs, et dont les bureaux se situent au 5060, Spectrum Way, bureau 100, Mississauga (Ontario) L4W 5N6. Bien que la CSA ait accordé le consentement de publier ces informations, elle ne peut être tenue responsable de la manière que l’information a été présentée, ni des interprétations qui peuvent en découler.

4

dans la nouvelle proposition, c’est-à-dire, les valeurs indiquées au tableau 10.2.1.5 de la

norme actuelle sont appliquées pour tous les modes de rupture.

Avant de discuter le contenu de notre recherche et proposer des modifications des règles

de calcul, rappelons le cadre théorique et les recherches antécédentes.

1.2 Cadre théorique (revue de littérature)

La performance des assemblages bois boulonnés a été étudiée expérimentalement par

Trayer (1932). Cette étude a mis en évidence les effets des différents diamètres de boulon de

6 à 25 mm (de ¼ à 1 pouce), et de leur élancement. Cinq espèces d’arbres ont été testées

dans cette étude (3 conifères et 2 feuillus). Différentes épaisseurs de la membrure en bois

ont été étudiées (de 2 à 12 fois le diamètre du boulon) ainsi que différents types de

connexion et des tests parallèles et perpendiculaires au fil. Certains tests ont été faits avec

des plaques de jonctions en bois de la moitié de la taille de la membrure principale, et

d’autres avec des plaques de jonctions en acier de 6,4 mm (¼ de pouce). L’espacement des

boulons et la disposition sur la membrure pour maximiser la résistance ont aussi été étudiés.

Une des conclusions nous indique que la distance minimale à utiliser entre les boulons dans

une même rangée est de 4 fois le diamètre du boulon. Pour une série de tests, ils ont cherché

l’effet du retrait dû au séchage. Pour maximiser l’effet du retrait, des tests perpendiculaires

au fil du bois ont été faits. Les assemblages étaient constitués de quatre boulons de 12,7 mm

(½ pouce) installés lorsque le bois était vert et ils étaient testés une fois séchés. Il faut noter

qu’après le séchage du bois les boulons n’étaient plus aussi serrés, et il n’y a pas eu de

resserrage avant les tests. Le fendillement dû au retrait du bois a diminué la charge à la

limite de proportionnalité entre 25 et 40% de la charge aux conditions normales et la charge

maximale a diminué de moitié. Les recommandations de ce rapport concernant la répartition

des boulons et les conditions de service des connexions sont adoptées par les normes

actuelles au Canada (CSA-O86) et aux États-Unis (National Design Specification (AF&PA,

2005)).

Selon des études postérieures, il est apparu que la résistance des assemblages dépend de

deux phénomènes conjugués : la résistance du connecteur métallique, et la portance locale

5

du bois. L’une des méthodes pour prédire la résistance des assemblages de type goujon à

partir de leur géométrie et des propriétés des matériaux est la théorie de l’analyse limite

européenne (Johansen, 1949; Larsen, 1973; Whale et al. 1987). Selon cette méthode, la

rupture d’un assemblage est induite soit par la compression du bois, soit résultant du

développement simultané de la plasticité en compression dans le bois et de rotules plastiques

dans la broche fléchie. Le mode de rupture exact est déterminé par la géométrie de

l’assemblage et les propriétés des composants. Ces propriétés correspondent au moment

plastique de l’organe d’assemblage et à la résistance en portance locale (résistance à

l’enfoncement) du bois ou des produits dérivés. Dans ces analyses, le comportement des

matériaux est supposé rigide plastique parfait. La contrainte appliquée par l’organe sur le

bois est considérée uniforme. Le jeu de perçage et le frottement entre les pièces sont

supposés inexistants. Le principe de la méthode consiste à rechercher le schéma de

déformation qui engendre l’effort résultant critique sur les pièces du bois. Cette charge

définit une capacité limite de l’assemblage lors de son entrée dans le domaine plastique.

De nombreuses études complétées par les travaux de Möller (1951), McLain et

Thangjitham (1983), Soltis et Wilkinson (1987), Hilson et al (1990), etc. ont permis de

valider les équations européennes de plasticité. Dans chaque cas, l’expérience et la théorie

donnent des résultats concordants à condition de minimiser les phénomènes de frottement et

le développement d’efforts axiaux dans les tiges. Cette méthode de calcul de la résistance

d’assemblage a été adoptée dans les normes européennes et puis nord-américaines. Les

détails de la procédure de la norme canadienne CSA-O86 sont présentés à l’annexe A.

Selon l’étude de Wilkinson (1971) qui portait sur la résistance à l’enfoncement des

boulons de 19 mm (¾ de pouce) et des clous, cette résistance diminue avec l’augmentation

de la teneur en humidité, mais pas la charge maximale. Selon cette étude, la résistance à

l’enfoncement pour les boulons de 19 mm (¾ de pouce) serait de 40% inférieure, et pour les

clous la diminution serait de 20%. Ces résultats sont pris en compte dans la norme

américaine NDS (AF&PA, 2005).

Rammer et Winistorfer (2001) ont étudié trois espèces de bois, cinq teneurs en humidité

(4%, 6%, 12%, 19% et vert) des clous et des boulons de 12,7 mm (½ pouce) de diamètre.

6

Pour chaque test, ils ont placé le connecteur sur la face transversale du bois et ont mesuré la

pénétration du connecteur en fonction de la charge appliquée. Ces tests ont permis de

trouver la résistance à l’enfoncement du bois selon le type de connecteur, l’essence de bois,

et l’humidité du bois. Les résultats ont montré que la résistance à l’enfoncement (Fe)

diminue quand l’humidité (m) augmente selon l’équation de régression suivante :

(1.1)

Cette régression linéaire est valable jusqu’à une teneur en humidité du bois de 25%. Au

dessus de cette humidité il n’y a plus de changement. Ces résultats ne sont pas dépendants

de l’espèce, ni du type d’attache utilisé dans cette étude. Ces variations perturbent ainsi

l’équilibre mécanique de l’assemblage. En effet, un assemblage dont le mode de rupture est

prévu par déformation du connecteur peut voir son mode de rupture passer en mode

d’enfoncement du bois par humidification des éléments bois. Rammer et Winistorfer (2001)

ont conclu qu’il est préférable d’utiliser le facteur réduisant la résistance à l’enfoncement du

bois à la place de réduire la résistance de l’assemblage.

Smith et Foliente (2001) ont aussi discuté l’influence de placement de facteurs de

modification de la résistance pondérée des assemblages. L’influence la plus importante aux

résultats de calcul est évidente pour le mode III (deux rotules plastiques dans le goujon) pour

les conditions humides et le chargement de longue durée. Dans ce cas, on sous-estime la

résistance d’assemblage d’environ 20% car les facteurs intrinsèques au bois sont appliqués à

la résistance contrôlée, en principe, par un organe métallique.

La proposition de Quenneville (2008) vise à modifier la clause 10.4 de la norme CSA-

O86. Ces modifications portent sur le principe de calcul de la résistance à l’enfoncement des

attaches, sur la façon de pondérer pour les conditions de service, et le plus important, sur le

calcul des modes de rupture de type fragile. Des modifications sont apportées sur le

placement des attaches : la distance minimale d’entraxe des rangées de boulons permise

passe à trois fois contre deux fois le diamètre dans la norme en vigueur. Pour le calcul de la

résistance à l’enfoncement, une des principales modifications est l’application des

coefficients de durée de charge (KD), de service (KSF) et de traitement (KT) qui ne se fait

7

plus après avoir trouvé la résistance de l’attache, mais au niveau de la portance locale du

bois. La plus grande modification est l’introduction des calculs des modes de rupture

fragiles. Jusqu’à maintenant pour les chargements parallèles au fil du bois, le seul mode de

rupture fragile calculé est la rupture par tension nette « Net Tension » (Figure 1.2 a). Les

deux nouveaux modes de rupture fragiles calculés en chargement parallèle au fil du bois

sont l’arrachement par rangée « Row Shear » et l’arrachement par groupe « Group Tear-

out » (Figure 1.2 b et c) avec un facteur de pondération Ф de 0,7. La valeur minimale des

résistances ductiles est pondérée avec un facteur Ф de 0,8 et comparée avec les valeurs de

résistance fragile pour que la valeur la plus faible soit utilisée comme résistance de l’attache.

Cette nouvelle méthode de calcul permet d’éliminer les coefficients de groupe (JG) et de la

distance de bout réduite (JL) ainsi que de prévoir le mode de rupture, ce qui n’est pas

possible avec la norme en vigueur.

a) Tension nette b) Arrachement par rangées c) Arrachement par groupe

Figure 1.2: Modes de rupture fragiles (Quenneville, 2008)

Selon la norme en vigueur au Canada (CSA-O86-01, 2007), l’effet de l’humidité sur les

assemblages boulonnés est pris en compte par un facteur de service KSF réduisant la

résistance jusqu'à 0,27 selon les conditions d’humidité du bois lors du montage et en service

ainsi que la configuration d’attaches (voir Tableau 1.1). Selon la norme, le bois est considéré

humide lorsque la teneur en humidité est supérieure à 15%.

8

En ce qui concerne les éléments de charpentes, les résistances sont pondérées pour les

conditions humides selon le type de sollicitation, la taille d’élément et le type de produit

(bois de sciage ou lamellé-collé). Les valeurs de coefficient de service sont données aux

tableaux 5.4.2 et 6.4.2 de la norme CSA-O86 et sont présentées au Tableau 1.2.

Selon la National Design Specification for Wood Construction (NDS), la norme en

vigueur aux États-Unis, l’effet de l’humidité sur les assemblages est pris en compte par un

facteur de service humide « wet service factor », CM (AF&PA, 2005, p. 59). Comme pour la

norme canadienne, le facteur CM varie suivant les conditions d’humidité du bois durant le

montage, en service et le type d’attaches (voir Tableau 1.3). Les valeurs du facteur CM

ressemblent beaucoup au KSF sauf pour les deux principales différences suivantes : on

applique le même facteur pour un service humide (CM = 0,7) que le bois soit assemblé sec

ou humide; et pour les modes de rupture fragiles, la valeur de CM est déterminée selon le

type de contrainte, cisaillement ou tension, qui contrôle la rupture (voir Tableaux 1.3 et 1.4).

De plus, selon la NDS, le bois est considéré humide à partir d’une teneur en humidité de

19%.

Tableau 1.2 : Synthèse des tableaux 5.4.2 et 6.4.2 de la norme CSA-O86

KS

Bois de sciage Bois lamellé‐collé

Utilisation en milieu humide: face étroite du bois de sciage, de pilots et de poteaux

Utilisation en milieu humide

89 mm ou moins plus de 89 mm

KSB Flexion à la fibre extrême 0,84 1,00 0,80

KSv Cisaillement longitudinal 0,96 1,00 0,87

KSc Compression de fil 0,69 0,91 0,75

KScp Compression de flanc 0,67 0,67 0,67

KSt Traction de fil 0,84 1,00 0,75

KSE Module d'élasticité 0,94 1,00 0,90

9

Tableau 1.3: Wet service factor, CM, for connections (AF&PA, 2005, Table 10.3.3) Courtoisie, American Forest & Paper Association, Washington, D.C.

Tableau 1.4: Synthèse des tableaux 4A et 5A de la norme NDS (AF&PA, 2005)

CM

Bois de sciage Bois lamellé‐collé

TH> 19% TH>16%

Fb Flexion à la fibre extrême 0,85 0,80

Fv Cisaillement longitudinal 0,97 0,875

Fc Compression de fil 0,80 0,73

Fcp Compression de flanc 0,67 0,53

Ft Traction de fil 1,00 0,80

E et Emin Module d'élasticité 0,90 0,833

10

Selon la norme en vigueur en Europe (CEN Eurocode 5, 2005), l’effet de l’humidité sur

les assemblages est pris en compte par un facteur appelé Kmod qui varie en fonction de la

durée de chargement et de la classe de service de structure. L’utilisation du facteur Kmod est

différente des facteurs KSF et CM. Contrairement aux normes nord-américaines, il n’y a que

des valeurs Kmod spécifiées pour différents matériaux bois et il n’y a pas de valeurs

spécifiques pour les attaches ni pour les conditions d’humidité lors du montage. Pour

appliquer le facteur Kmod, il faut connaitre la classe de durée de chargement et la classe de

service. Les classes de service sont définies dans la section 2.3.1.3 de l’Eurocode 5 à base de

conditions d’environnement – la température et l’humidité relative de l’air – auxquelles

l’humidité moyenne dans des bois résineux ne dépasse pas certaines limites. Selon ces

définitions, l’humidité du bois dans les classes de service 1 et 2 n’excède pas 12% et 20%,

respectivement, et les humidités supérieures correspondent à la classe 3. Les classes de

service 1 et 2 dans les cas du bois massif, lamellé-collé, LVL et contreplaqué donnent les

mêmes résultats (voir Tableau 1.5). Ainsi, lorsque l’humidité du bois n’excède pas 20%, on

applique le facteur Kmod plus fort et sinon, on applique les valeurs plus faibles selon la classe

de durée de chargement définie dans la section 2.3.1.2 de l’Eurocode 5 (voir Tableau 1.5).

Les valeurs caractéristiques dans l’Eurocode 5 correspondent à une durée de chargement

comprise entre le court terme (moins d’une semaine) et l’instantané (vent et action

accidentelle). La durée de chargement serait donc de quelques minutes lors des essais

normalisés aux conditions sèches où le facteur Kmod = 1,00. Selon les valeurs actuelles de

Kmod dans Eurocode 5, l’influence de l’humidité élevée sur la résistance du bois est évaluée

à environ 0,8 dans tous les cas sans considération pour le type de contrainte (voir Tableau

1.5). Alors, l’Eurocode 5 ne tient pas compte spécialement de l’influence de l’humidité sur

la résistance des assemblages. Il faut noter que pour les panneaux de particules, de fibres,

OSB et MDF, les valeurs Kmod sont plus faibles et l’utilisation de ces produits à l’extérieur

(classe 3) n’est pas prévue.

11

Tableau 1.5: Synthèse des valeurs de Kmod pour bois massif, lamellé collé, LVL et

contreplaqué (adapté de L’Eurocode 5, 2005, p. 23 et 30)

Classe de durée de chargement

Exemple de chargement et ordre de grandeur de durée

Kmod Kmod (classe 3) / Kmod (classes1, 2)

Classe de service

1 et 2 3

Action permanente Poids propre (t > 10ans) 0,60 0,50 0.83

Action long terme Stockage (6 mois < t < 10ans) 0,70 0,55 0.79

Action moyen terme

Charge d'occupation, neige (1 semaine < t < 6 mois)

0,80 0,65 0.81

Action court terme Neige, vent (t < 1 semaine) 0,90 0,70 0.78

Action instantanée Vent et action accidentelle 1,10 0,90 0.81

Les recherches les plus récentes par Sjödin et Johansson (2007) ont mis en évidence la

diminution de la résistance des attaches multi goujons par organes métalliques lorsque le

bois est en milieu très sec (TH = 8%). Les assemblages utilisés pour cette étude, ont été en

bois lamellé-collé d’épinette de Norvège de 30 mm d’épaisseur. Deux configurations

d’assemblages ont été étudiées en trois conditions d’humidité du bois : A) assemblés à

TH = 12% et chargés jusqu’à rupture à cette même humidité; B) assemblés après 110 jours

de stockage du bois en conditions sèches (20°C, 30% HR), puis testés; et C) assemblés à

TH = 12% et testés après 110 jours de stockage des assemblages en conditions sèches. Les

résultats ont montré que la diminution de la teneur en humidité diminue la résistance, et

lorsque l’effet du retrait s’ajoute, la diminution de la résistance est encore plus importante à

cause d’effondrement du bois. Les règles de calcul des charpentes en bois ne tiennent pas

compte de ces perturbations importantes de la performance d’attaches en conditions très

sèches. La teneur en humidité basse n’est pourtant pas si exceptionnelle, bien souvent le bois

à l’intérieur des bâtiments chauffés en hiver atteint ces conditions d’humidité.

12

Alors, la revue de littérature nous montre que l’influence de l’humidité variable sur la

performance des assemblages n’est pas encore bien maitrisée dans les normes de calcul et

les études de ce phénomène sont rares. Cependant, il y a des exemples de collapse majeurs

de structures où ces effets ont été négligés lors de la conception (Frühwald et al, 2007). Les

ajustements dans les normes actuelles sont très approximatifs et ne sont pas harmonisés. Une

étude ciblée à découvrir plus d’informations sur la performance des assemblages dans les

conditions hydriques variables est nécessaire afin d’améliorer la justesse des règles de calcul

des charpentes en bois au Canada et ailleurs.

1.3 Objectifs

L’objectif de ce projet est d’étudier la performance des assemblages boulonnés aux

différentes conditions d’humidité afin de proposer une procédure de pondération de la

résistance qui intervient en fonction des conditions de service et du mode de rupture

d’assemblage. Pour arriver à ce but, on évalue et compare la performance des assemblages,

dont la résistance, rigidité, ductilité et mode de rupture dans les conditions d’humidité

suivantes :

Fabriqués en condition humide (TH>19 %) et testés en condition humide (TH>19%)

Fabriqués en condition humide (TH>19 %) et testés en condition humide (TH>19%)

après un cycle de séchage;

Fabriqués en condition humide (TH>19 %) et testés en condition sèche (TH≈12 %);

Fabriqués en condition sèche (TH≈12 %) et testées en condition sèche (TH≈12 %);

Fabriqués en condition sèche (TH≈12 %) et testés en condition humide (TH>19 %);

Fabriqués en condition sèche (TH≈12 %) et testés en condition très sèche (TH≈8 %).

Les résultats sont comparés avec la norme de calcul CSA-O86-01 (2007) en vigueur et

avec la nouvelle méthode proposée (Quenneville, 2008).

13

1.4 Limites de l’étude

Cette étude est limitée à une seule essence de bois, le pin gris, en épaisseur de 89 mm (4

pouces nominal), et un diamètre de boulon de 12,7 mm (½ pouce) assemblés à l’aide des

plaques de jonctions en acier et testés en double cisaillement parallèle au fil du bois. Même

s’il y a des indications dans les études antérieures que les observations peuvent être valables

pour d’autres essences de bois de groupe épinette-pin-sapin (SPF), pour d’autres dimensions

de bois et d’autres diamètres des boulons, on ne peut pas extrapoler nos résultats à d’autres

configurations d’attaches sans études supplémentaires, par exemple, des chargements

perpendiculaires ou obliques au fil ou des essences plus denses. Également, il faut noter que

tous les essais dans cette étude ont été effectués sous des charges de courte durée, entre cinq

et dix minutes. L’influence de la durée de charge fait le sujet d’une étude séparée.

14

2 Méthode expérimentale

2.1 Dispositif expérimental

Le choix des configurations des attaches est fait en utilisant des matériaux et des

configurations usuelles qui répondent aux objectifs de recherche en gardant toujours à

l’esprit que les charges de rupture ne dépassent pas la capacité du banc d’essai (445 kN)

disponible au laboratoire. Les tests sont limités à des attaches boulonnées à doubles plans de

cisaillement chargées en traction parallèle au fil. Les membrures principales sont du bois de

pin gris dont la densité est d’environ 0,42. Ce type de bois est commercialisé dans le groupe

d’essences épinette-pin-sapin (É-P-S) utilisé communément dans la construction en

Amérique du Nord. Les membrures latérales sont en acier de 6,4 mm d’épaisseur,

conforment à la norme ASTM A 36 (2008a). Les attaches sont faites avec des boulons de

12,7 mm de diamètre de grade 2, soit le grade le plus commun, conforment à la norme

ASTM A 307 (ASTM, 2008b) sauf certaines séries où des boulons de grade 5, soit 60% plus

résistants, conforment à la norme ASTM A 449 (ASTM, 2008c), sont utilisés.

Pour minimiser les phénomènes de frottement et le développement d’efforts axiaux dans

les tiges, on utilise la méthode coutumière de serrage des boulons où il faut visser l’écrou à

la main, puis faire un quart de tour avec une clé. Pour simplifier la procédure, nous avons

pris une clé dynamométrique pour trouver le moment de torsion équivalant à cette méthode,

et nous l’avons appliqué à chaque boulon (≈ 7 N.m).

Le Tableau 2.1 montre la matrice des tests. Six répétitions sont faites pour chaque cas

(configurations combinées aux conditions). Pour chaque essai, on a les joints assemblés aux

deux extrémités de l’échantillon et le chargement est terminé lorsque le plus faible des joints

a cédé. On a testé trois séries de joints témoins à boulon simple aux différentes humidités.

Ensuite, on a testé quatre configurations d’attaches, dont trois de type C et une de type A

(voir Tableau 1.1). Les joints de chacune des quatre configurations sont testés dans les six

combinaisons de teneur en humidité suivantes : 1) assemblés humides - testés humides :

15

« HH »; 2) assemblés humides - testés secs : « HS » ; 3) assemblés secs - testés secs :

« SS »; 4) assemblés secs - testés très secs : « STS »; 5) assemblés secs - testés humides :

« SH » ; et 6) assemblés humides - testés humides après un cycle de séchage : « HSH ».

Tableau 2.1: Matrice des tests.

Testé Assem

blé

Configuration

Condition HH

Condition HS

Condition SS

Condition STS

Condition SH

Condition HSH

Total

T

6(Gr5) ‐ 6(Gr5) 6(Gr5) ‐ ‐ 18

1 6(Gr2)

+6(Gr5)

6(Gr2)

+6(Gr5) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr5) 48

2

6(Gr2)

+6(Gr5)

6(Gr2)

+6(Gr5) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr5) 48

3 6(Gr2)

+6(Gr5)

6(Gr2)

+6(Gr5) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr5) 48

4

6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 6(Gr2) 36

Total 48 42 30 30 24 24 198

TH > 19%

TH > 19%

TH ≈ 12%

TH > 19%

TH ≈ 12%

TH ≈ 12%

TH ≈ 12%

TH > 19%

TH ≈ 12%

TH ≈ 8%

10Ø 4Ø 4’’x 4’’

4’’x 6’’ 4Ø 10Ø 4Ø

3Ø

10Ø 4’’x 4’’

4Ø 10Ø 4Ø 4’’x 6’’

5Ø

4’’x 6’’ 5Ø 10Ø 5Ø

5Ø

TH > 19%

TH > 19%

16

Pour les conditions d’humidité, les niveaux suivants sont ciblés: la condition humide

(TH > 19 %), la condition sèche (TH ≈ 12%) et la condition très sèche (TH ≈ 8 %). Pour un

total de quatre configurations dans six conditions, il y a 24 combinaisons différentes testées

avec les boulons de grade 2. En plus de trois séries témoins (boulon simple), trois

configurations sont testées dans deux conditions avec des boulons de résistances supérieures

(grade 5) pour un total de 33 combinaisons multipliées par le nombre de répétitions (6) pour

un nombre total de 198 tests.

Les échantillons sont testés sur une presse Tinius Olsen dont la capacité maximale est

de 445kN (voir Figure 2.1). La vitesse de chargement est appliquée selon la norme ASTM

D 5652-95(2008f), pour une charge maximale obtenue en 10 min. environ (moins de 20 min,

mais en plus de 5 min). La vitesse de déplacement de la tête de chargement devrait être

d’environs 1mm/min. à plus ou moins 50 %. Les déplacements dans les joints sont lus par

quatre capteurs LVDT situés de chaque côté de la membrure pour chaque plaque métallique.

Les dimensions des assemblages et le placement des capteurs sont donnés à la Figure 2.2.

Le protocole de chargement suit la norme ISO 6891 (1983) (voir Figure 2.3). Selon

cette norme, un chargement mécanique jusqu’à 40% de la charge maximale estimée est fait,

suivi d’un plateau de 30 secondes. Ensuite, on fait un déchargement jusqu’à 10% de la

charge maximale estimée, suivi d’un autre plateau de 30 secondes. Pour finir, un chargement

par déplacement imposé est appliqué jusqu’à la rupture.

Dans notre étude, les 40% de la charge maximale sont estimés comme des résistances

pondérées des attaches calculées selon la norme CSA-O86-01 (2007). Les tableaux A.1 à

A.5 de l’annexe A présentent ces valeurs calculées selon la norme CSA-O86-01 (2007) qui

est actuellement en vigueur au Canada (« méthode actuelle »), et celles calculées selon la

méthode proposée par Quenneville (2008) qui est adoptée pour la prochaine édition de la

CSA-O86 (« nouvelle méthode »). Dans les calculs, les valeurs du KSF sont utilisées selon le

Tableau 1.1.

17

Figure 2.1: Montage du banc d’essais

18

Figure 2.2: Dimensions d’assemblage et placement des capteurs LVDT

Figure 2.3 : Protocole de chargement a) selon le temps b) selon le déplacement (ISO

6891:1983)

19

2.2 Contrôle d’humidité

Pour simuler les différentes conditions d’humidité lors de l’assemblage et lors du

service, les procédures suivantes sont développées. Le bois débité est livré au laboratoire et

raboté à l’état vert. Une fois le bois reçu, on commence par faire l’assemblage de la moitié

des échantillons, pour les séries « assemblées humides » (TH > 19%). Par la suite, on

commence les premiers tests, soit séries « assemblées humides et testées humides » (HH) et

on débute le séchage du reste du bois et des assemblages au séchoir à haute température.

Après le séchage (TH ≈ 12%), on fait les tests des séries « assemblées humides et testées

sèches » (HS), on complète les assemblages de l’autre moitié des échantillons, pour les tests

des séries « assemblés secs » et on réalise les séries « assemblées sèches et testées sèches »

(SS). Après un séchage supplémentaire (TH ≈ 8%) sur des échantillons assemblés secs, on

fait les tests des séries « assemblées sèches et testées très sèches » (STS). Par la suite, on fait

une humidification des échantillons prévus pour les séries « assemblées sèches et testées

humides » (SH) et pour les séries « assemblées humides testées humides avec un cycle de

séchage » (HSH). L’humidification est faite dans une chambre de climatisation 20°C et 95%

HR durant huit semaines pour que le bois atteigne l’humidité d’équilibre d’environ 24%

selon la norme ASTM D 4933 (2008e). Les procédures de manipulation des échantillons, de

séchage et de mesures d’humidité sont décrites en détail dans l’annexe B.

Pour mesurer l’humidité et la densité du bois, on prélève systématiquement après

chaque essai mécanique deux carottes selon l’épaisseur de l’échantillon. Ces carottes sont

prélevées proche des attaches de l’échantillon. La première carotte est pesée puis séchée à

l’étuve (103°C) et repesée à nouveau pour déterminer la teneur en humidité moyenne de

l’échantillon. La deuxième carotte est débitée en deux moitiés. Une moitié est coupée en

quatre morceaux égaux qui sont ensuite pesés, séchés à l’étuve (103°C) et pesés à nouveau

pour déterminer la teneur en humidité. Ceci permet alors d’obtenir le profil de la teneur en

humidité dans l’épaisseur de l’échantillon. L’autre moitié sert également pour déterminer la

teneur en humidité moyenne de l’échantillon. Les mesures de la masse et du volume des

carottes séchées nous permettent de calculer la densité du bois selon la norme ASTM D2395

(2008d).

20

Dans les Figures 2.4 à 2.6, on retrouve trois cas typiques du profil d’humidité. Pour le

premier, le bois est vert et l’humidité moyenne est supérieure à 19% (Figure 2.4). Pour le

deuxième, l’humidité moyenne se situe entre 12 et 15% avec un certain gradient de la

surface au centre de l’éprouvette (Figure 2.5). Pour le troisième cas, l’humidité se situe

autour des 8% (Figure 2.6). Tous les profils d’humidité se trouvent dans l’annexe C.

Figure 2.4: Profil d’humidité du bois humide

21

Figure 2.5: Profil d’humidité du bois sec

Figure 2.6: Profil d’humidité du bois très sec

22

2.3 Estimation des résistances pondérées et modes de rupture

Le Tableau 2.2 présente des estimations des résistances pondérées pour chaque

configuration et condition de service d’attaches utilisées lors de cette étude avec des boulons

de grade 2 (fy = 310 MPa). Les valeurs sont calculées pour chaque mode de rupture possible

selon la norme CSA-O86-01 (2007) en vigueur et selon la nouvelle méthode qui fait partie

de la prochaine édition de la norme (CSA-O86-09) telle que proposée par Quenneville

(2008). Les procédures de calculs sont présentées dans l’annexe A.

Dans ce tableau, les cellules ombrées indiquent les valeurs minimales prévues qui sont

utilisées comme référence pour la première étape du chargement des assemblages (voir

Figure 2.3) et pour les analyses des résultats expérimentaux. En outre, en police grasse sont

les valeurs proches aux minimales (à l’intérieur de 20% de différence) qui indiquent la

possibilité d’autres modes de rupture. Par exemple, selon la norme CSA-O86-01, le mode G

donne les résistances minimales pour toutes les séries; néanmoins, les valeurs du mode C

sont raisonnablement semblables. Selon la nouvelle norme (CSA-O86-09), les modes

fragiles (« RS » et « GT ») sont les plus probables; cependant, les modes C et G sont

possibles dans le cas de l’attache avec un boulon simple (séries T).

Ce qui nous étonne avec les prévisions des résistances pondérées dans le Tableau 2.2 ce

sont les valeurs plus hautes pour des attaches avec moins de boulons dans certaines

conditions. Selon les deux méthodes, des attaches à deux boulons dans une rangée (type A)

sont plus fortes que des attaches à six boulons dans deux rangées (type C) si elles sont

fabriquées de bois humide : c’est le cas si l’on compare, par exemple, les séries 1 et 2 aux

conditions « HS » et « HH ». Selon la méthode CSA-O86-01, les séries 3 et 4 sont aussi plus

faibles que la série 1 dans les mêmes conditions. En outre, selon la nouvelle norme CSA-

O86-09, l’attache T (un boulon) est toujours plus forte que l’attache 1 (deux boulons) dans

toutes les conditions et même plus forte que les attaches 2 et 3 (six boulons) assemblées

humides. On a choisi toutes ces configurations dans cette étude afin de vérifier les

contradictions des méthodes de calcul.

23

Tableau 2.2: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture (boulons Gr2).

CSA‐O86‐01 CSA‐O86‐09

Mode de rupture* Mode de rupture*

Condition Attache C D G RS GT NT C D G RS GT NT

SS T(Gr2) 14.6 30.6 12.4 ‐ ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4

1(Gr2) 27.3 57.5 23.2 ‐ ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4

2(Gr2) 58.2 120 49.2 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 34.2 25.2 63.8

3(Gr2) 58.2 120 49.2 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 34.2 36.2 63.8

4(Gr2) 60.8 128 51.5 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 42.7 40.4 63.8

SH T(Gr2) 9.8 20.5 8.3 ‐ ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 9.5 ‐ 41.5

1(Gr2) 18.3 38.5 15.5 ‐ ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 7.6 ‐ 41.5

2(Gr2) 39.0 80.4 33.0 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 22.9 16.9 53.6

3(Gr2) 39.0 80.4 33.0 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 22.9 24.2 53.6

4(Gr2) 40.8 85.5 34.5 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 28.6 27.1 53.6

HS T(Gr2) 14.6 30.6 12.4 ‐ ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4

1(Gr2) 27.3 57.5 23.2 ‐ ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4

2(Gr2) 23.3 48.0 19.7 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 13.7 10.1 63.8

3(Gr2) 23.3 48.0 19.7 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 13.7 14.5 63.8

4(Gr2) 24.3 51.0 20.6 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 17.1 16.2 63.8

HH T(Gr2) 9.8 20.5 8.3 ‐ ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 9.5 ‐ 41.5

1(Gr2) 18.3 38.5 15.5 ‐ ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 7.6 ‐ 41.5

2(Gr2) 15.7 32.4 13.3 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 9.2 6.8 53.6

3(Gr2) 15.7 32.4 13.3 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 9.2 9.8 53.6

4(Gr2) 16.4 34.4 13.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 11.5 10.9 53.6

* Pour la notation des modes de rupture, voir la section 2.4.

Tableau 2.3 présente des calculs additionnels des résistances pondérées et les modes de

rupture des attaches fabriquées avec des boulons de grade 5 (fy = 500 MPa) afin de comparer

avec ceux de grade 2. Selon les prévisions de la norme CSA-O86-01, on voit la transition de

mode G à mode C quand on utilise des boulons plus résistants; cependant, la résistance

d’attaches n’augmente au plus que de 10%, car c’est la résistance d’enfoncement du bois qui

contrôle la résistance à ce mode. Les prévisions selon la norme CSA-O86-09 ne changent

pas du tout (sauf l’augmentation des valeurs aux modes G et D), car les modes de rupture en

arrachement par rangée et par groupe qui sont prévus sont indépendants de la résistance du

boulon. Alors, on ne peut pas anticiper de différences significatives en résistance d’attaches

fabriquées de deux grades de boulons dans cette étude; cependant, ces expériences nous

24

montrent si les modes de rupture varient ou non en fonction de la résistance du boulon tel

que prévu dans les normes.

Tableau 2.3: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture (boulons Gr5).

CSA‐O86‐01 CSA‐O86‐09

Mode de rupture* Mode de rupture*

Condition Attache C D G RS GT NT C D G RS GT NT

SS T(Gr5) 14.6 33.8 15.7 ‐ ‐ 49.4 16.6 35.6 20.0 14.2 ‐ 49.4

1(Gr5) 27.3 63.3 29.4 ‐ ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4

2(Gr5) 58.2 135 62.6 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 34.2 25.2 63.8

3(Gr5) 58.2 135 62.6 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 34.2 36.2 63.8

4(Gr5) 60.8 141 65.4 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 42.7 40.4 63.8

SH T(Gr5) 9.8 22.6 10.5 ‐ ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 9.5 ‐ 41.5

1(Gr5) 18.3 42.4 19.7 ‐ ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 7.6 ‐ 41.5

2(Gr5) 39.0 90.1 41.9 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 22.9 16.9 53.6

3(Gr5) 39.0 90.1 41.9 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 22.9 24.2 53.6

4(Gr5) 40.8 94.2 43.8 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 28.6 27.1 53.6

HS T(Gr5) 14.6 33.8 15.7 ‐ ‐ 49.4 16.6 35.6 20.0 14.2 ‐ 49.4

1(Gr5) 27.3 63.3 29.4 ‐ ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4

2(Gr5) 23.3 53.8 25.0 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 13.7 10.1 63.8

3(Gr5) 23.3 53.8 25.0 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 13.7 14.5 63.8

4(Gr5) 24.3 56.3 26.2 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 17.1 16.2 63.8

HH T(Gr5) 9.8 22.6 10.5 ‐ ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 9.5 ‐ 41.5

1(Gr5) 18.3 42.4 19.7 ‐ ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 7.6 ‐ 41.5

2(Gr5) 15.7 36.3 16.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 9.2 6.8 53.6

3(Gr5) 15.7 36.3 16.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 9.2 9.8 53.6

4(Gr5) 16.4 38.0 17.7 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 11.5 10.9 53.6


2.4 Analyses des courbes charge/déplacement

Toutes les analyses des paramètres de performance des joints sont faites à partir des

données brutes des tests qui sont les valeurs de déplacement des quatre capteurs résistifs

combinés à la valeur de charge de la presse. Ces valeurs sont utilisées pour construire les

graphiques de charge/déplacement. Les Figures 2.7 et 2.8 montrent des exemples de ces

25

courbes avec un cas de la rupture ductile et fragile, respectivement. Chaque graphique

montre deux courbes qui représentent les déplacements moyens pour chaque extrémité de

l’assemblage, la charge maximale (triangle sur la courbe), les seuils de plasticité (ronds) et

les limites de proportionnalité (croix). Pour estimer la rigidité, une régression linéaire des

données est calculée pour chaque attache dans une rangée des déplacements linéaires, ce qui

est illustré par les droites sur les graphiques. La pente des droites représente la rigidité de

l’attache. Le point d’intersection de la courbe et de la droite décalée à 5% du diamètre du

boulon (0.64 mm) représente le seuil de plasticité de l’attache selon la norme ASTM D 5652

(2008f). Les points d’intersection des droites avec l’abscisse nous servent pour ajuster

(« tarer ») les déplacements afin de calculer la ductilité et les charges à 0,5 et 1,0 mm

(losanges sur les courbes).

Sur ces figures, on peut voir que les courbes de charge/déplacement ne commencent pas

à l’ordonnée à l’origine, mais environ de 5 à 10 kN pour 0 mm de déplacement. Ce

phénomène est récurrent sur tous nos tests et il est dû à la précharge appliquée aux

échantillons avant le test. Cette précharge nous a permis d’accoter nos boulons sur le bois

pour que la mise en place soit faite avant le début de la prise de mesure. Un autre

phénomène est visible sur ces courbes. Sur la Figure 2.7, on voit que la charge et le

déplacement augmentent linéairement dès le début du chargement. Ce type de courbe est

typique pour les échantillons ayant subi un retrait du bois et donc les plaques métalliques ne

sont pas serrées (séries HS; HSH et STS). Cependant, sur la Figure 2.8, on peut voir un

plateau dans la première partie du chargement. Ce type de courbe est typique pour les

échantillons n’ayant pas subi de retrait du bois ou alors ayant subi un gonflement et les

plaques métalliques sont donc serrées sur le bois durant le test et créent un phénomène de

friction (séries HH; SS et SH). Ce phénomène de friction est plus fort que la précharge, et

empêche les boulons de se poser sur le bois avant le début de la prise de mesure. Toutes les

courbes de charges/déplacement se trouvent dans l’annexe D.

26

187

37.5

89.9

0.60, 25.6

1.10, 48.6

0.10, 0.0 0.03, 0.00

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

0 2 4 6 8 10 12

Charge (kN

)

Déplacement (mm)

4‐HSH‐6

Pmax (kN) =

Mode de rupture : G

Figure 2.7 : Graphiques de charge/déplacement pour un cas de rupture ductile

136

51.7

84.4

1.59, 38.4

2.09, 69.4

1.09, 0.0 0.92, 0.00

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

0 2 4 6 8 10 12

Charge (kN

)

Déplacement (mm)

2‐SS‐5

Pmax (kN) =

Mode de rupture : GT

Figure 2.8 : Graphiques de charge/déplacement pour un cas de rupture fragile

27

Les données sont utilisées pour étudier plus spécifiquement les courbes et calculer tous

les paramètres à l’aide d’une feuille de calcul (template) fait avec le logiciel MS Excel 2007.

Cette dernière nous donne les caractéristiques suivantes pour chaque test :

Charge maximale (PMAX) ;

Déplacement à la rupture (moyenne du déplacement des deux LVDT du côté de la

rupture) (DFAIL);

Déplacement à la rupture après tarage (DFAIL moins le déplacement de l’intersection

de l’abscisse et de la droite qui correspondent à la pente de la partie linéaire de la

courbe charge/déplacement) (DFAIL TARED);

Déplacement correspondant à PMAX (DMAX);

Déplacement correspondant à PMAX après tarage (DMAX TARED);

Charge à la limite de proportionnalité (PPL);

Déplacement à la limite de proportionnalité (DPL);

Déplacement à la limite de proportionnalité après tarage (DPL TARED);

Rigidité de l’attache du côté où la rupture s’est produit (la pente de la partie linéaire

de la courbe charge/déplacement) (K1(FAIL));

Rigidité de l’attache du côté opposé de la rupture (K2);

Charge au seuil de plasticité de l’attache qui a subi la rupture (calculée selon la règle

du « 5% du diamètre de boulon ») (P1YEILD(FAIL));

Charge au seuil de plasticité de l’attache du côté opposé de la rupture (P2YEILD);

Déplacement correspondant au seuil de plasticité de l’attache qui a subi la rupture

(D1YIELD(FAIL));

Déplacement correspondant au seuil de plasticité de l’attache du côté opposé de la

rupture (D2YIELD);

28

Intersection de l’axe Y et de la droite qui correspond à la pente de la partie linéaire

de la courbe charge/déplacement (Y12-intercept, kN; Y34-intercept, kN);

Intersection de l’axe X et de la droite qui correspond à la pente de la partie linéaire

de la courbe charge/déplacement (X12-intercept, mm; X34-intercept, mm);

Le côté de rupture (12 ou 34) ainsi que le mode de rupture, l’humidité et la densité du

bois sont ajoutés après les calculs du logiciel pour compléter l’étude de chaque échantillon.

On retrouve tous ces résultats dans les annexes C et D.

Les différents modes de rupture observés lors de nos tests avec les symboles utilisés

pour les représenter sont les suivants :

« C » représente les ruptures ductiles en mode C soit un enfoncement du bois;

« G » représente les ruptures ductiles en mode G soit plastification du boulon;

« NT » représente les ruptures fragiles en tension nette du bois;

« RS » représente les ruptures fragiles en arrachement par rangée de boulons;

« GT » représente les ruptures fragiles en arrachement par groupe de boulons;

« SP » représente les ruptures fragiles de type fente (« split ») dû à l’excentricité; et

« NŒUD » représente les ruptures fragiles dues aux nœuds du bois.

2.5 Analyse statistique

L’analyse statistique est faite à l’aide du logiciel SAS. On commence par vérifier les

postulats de l’analyse de la variance. Les tests statistiques ne sont valides que dans des

conditions déterminées, car ils sont construits en partant de postulats bien définis. Il faut

donc connaitre les limites de validité des différents tests.

Les deux premiers postulats qui sont l’additivité des effets et l’indépendance des erreurs

expérimentales dépendent du plan d’expérience choisi. Pour chaque analyse statistique, on

vérifie s’il y a homogénéité de la variance de l’erreur expérimentale. On vérifie aussi si la

distribution de l’erreur expérimentale suit une courbe normale.

29

Pour analyser nos données, on fait une analyse factorielle à deux facteurs. Les facteurs

pour cette analyse sont les conditions d’assemblages (six niveaux : « HH »; « HS »; « SS »;

« STS »; « SH »; et « HSH ») et les configurations d’attaches (quatre niveaux : attache 1; 2;

3; et 4). Des comparaisons de l’effet du grade des boulons sont aussi faites. L’analyse d’une

expérience factorielle est l’une des formes les plus efficaces d’expérimentation, c’est une

méthode très utile pour les études exploratoires comme la nôtre. De plus, la structure

factorielle permet l’obtention d’informations sur l’effet d’interaction, ce qui permet

d’évaluer l’importance relative des facteurs. La structure factorielle constitue aussi un test

d’indépendance de facteurs en présence. Cette analyse nous permet de voir les effets

significatifs de ces différents facteurs sur la résistance maximale. Cette même étude est

reproduite pour voir les effets significatifs de ces facteurs sur la limite de proportionnalité de

la charge et sur la rigidité des attaches. Pour chaque cas, on vérifie si l’humidité finale ou la

densité sont significativement dépendantes des facteurs (condition, configuration) et si c’est

le cas, on les prend comme covariables. Pour comparer les groupes, le Least Squares Errors

« lsmeans » dans la procédure « mixed » de SAS est utilisé. Le « lsmeans » estime les

moyennes pour les facteurs à effets fixes. Dans l’annexe E le code utilisé dans SAS et les

résultats de ces analyses sont présentés.

30

3 Analyse et discussions des résultats

3.1 Résultats en présentation graphique. Modes de rupture.

Dans cette section, on fournit les résultats d’essais en forme graphique avec des

commentaires généraux sur la performance des attaches, dont des comparaisons avec les

prévisions de leur résistance pondérée. Pour illustrer la performance moyenne des attaches,

les graphiques sont construits à partir des paramètres moyens de chaque série des six tests

dont : la rigidité initiale (K1(FAIL)), la limite de proportionnalité (PPL, DPL), le seuil de

plasticité (P1YIELD(FAIL), D1YIELD(FAIL)), le point de la charge maximale (PMAX, D1YIELD(YIELD))

et le point de rupture (PFAIL, D1(FAIL)). Le début de la courbe reproduit la réponse typique de

l’attache au départ du chargement, ce qui aide à expliquer le phénomène de frottement.

Alors, sur chaque courbe, la croix représente la limite de proportionnalité, le rond représente

le seuil de plasticité, et le triangle - la charge maximale. Les types de ruptures et leur

fréquence (nombre des cas par série) sont notés en bas à droite (voir la notation dans la

section 2.4).

25,5

22,116,6

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24

T‐H(Gr5)

6: C

42,1

34,9

24,3

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24

T‐S(Gr5)

5: G; 1: SP

46,0

35,6

25,8

0

10

20

30

40

50

0 4 8 12 16 20 24

T‐TS(Gr5)

5: G;1: SP

Figure 3.1 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour la série témoin dans

les trois conditions d’humidité : humide (T-H), sec (T-S) et très sec (T-TS)

La figure 3.1 montre les graphiques pour les attaches avec un boulon simple de grade 5

assemblées et testées dans trois différentes conditions d’humidité. D’après ces graphiques, la

rigidité initiale, la limite de proportionnalité, le seuil de plasticité et la charge maximale de

31

l’attache diminuent autour de 40-50% lorsque le bois est plus humide (série T-H). En

revanche, la ductilité diminue de moitié avec la diminution de l’humidité et le mode de

rupture change du mode G (plastification de boulon) à mode C (enfoncement du bois). Ces

tendances correspondent à nos attentes et aux observations de Rammer et Winistorfer

(2001). Le bois sec est plus fort et plus rigide, ce qui rend sa résistance d’enfoncement plus

élevée, tandis que le bois humide est plus faible et plus souple, ce qui permet de développer

des déformations sous le boulon plus importantes. Tel que discuté dans la section 2.3, ce

scénario est bien possible à prévoir à l’aide de deux méthodes de calcul, car les valeurs de

résistance pour les modes C et G au cas de CSA-O86-01 et C et RS au cas de CSA-O86-09

sont semblable et se trouvent autour de 15 kN pour les conditions sèches et autour de 10 kN

pour les conditions humides (voir tableau 2.3). Alors, le rapport des résistances aux états

secs et humides est relativement bien prédit; la marge de sécurité (le rapport de la valeur

moyenne de la charge maximale expérimentale à la résistance pondérée) se trouve autour de

3.0 pour les conditions sèches et autour de 2.5 pour les conditions humides.

La Figure 3.2 permet de comparer la performance des attaches assemblées avec des

boulons de grade 5 (Gr5) et de grade 2 (Gr2) en trois configurations et dans deux conditions

d’humidité. Les graphiques indiquent que les résistances des deux grades sont très

semblables si comparés aux mêmes conditions et configurations. La rigidité des connexions

de la série « HS(Gr2) » est légèrement plus basse, ce qui est plutôt lié au fait que le bois de

la série « HS(Gr5) » a été plus sec. Une analyse statistique est effectuée pour détecter

d’éventuelles différences significatives, ce qui est discuté dans les sections suivantes.

Dans les conditions « HH », on voit souvent la flèche des boulons de grade 2 (mode G)

en contraste des boulons de grade 5 qui restent toujours droits (mode C), ce qui est bien

prévu selon la norme CSA-O86-01 (voir section 2.3). Cependant, la rupture fragile en

arrachement par rangée aux conditions sèches est explicitement prédite seulement par la

nouvelle méthode (CSA-O86-09): l’arrachement par rangée pour séries 1 et 3 et

l’arrachement par groupe pour série 2. Les deux normes prévoient une diminution de la

résistance d’un tiers entre les conditions « HS » et « HH », ce qui n’est observé que pour

l’attache 1. Dans le cas des attaches 2 et 3, la diminution moyenne est autour de 15%. Il faut

32

noter toutefois une grande sous-estimation des résistances pour ces conditions : les

résistances moyennes expérimentales varient de 8 à 18 fois la résistance pondérée de la

norme.

48,1

44,0

30,6

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HH(Gr5)

6: C

42,8

37,026,9

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HH(Gr2)

3: G;3: C

77,1

73,6

48,1

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HS(Gr5)

6: RS

67,8

60,6

40,6

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HS(Gr2)

5: RS; 1: C

126,7

116,9

75,8

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HH(Gr5)

6: C

121,3

112,8

77,9

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HH(Gr2)

5: C; 1: G

121,9

121,9

111,5

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HS(Gr5)

6: GT

146,8

146,6

117,1

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HS(Gr2)

4: GT; 2: SP

130,1

116,8

78,6

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HH(Gr5)

5: C; 1: NOEUD

129,5

114,7

72,3

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HH(Gr2)

6: G

155,8

154,6

134,8

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HS(Gr5)

4: RS; 2 NT

155,4

153,9

108,0

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HS(Gr2)

4: RS; 1: SP; 1: NOEUD

Figure 3.2 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour les séries 1, 2 et 3

dans les conditions de tests « HH » et « HS » avec des boulons de grade 5 et de grade 2

La figure 3.3 résume les graphiques des essais des assemblages des quatre

configurations dont la plupart sont effectuées avec des boulons de grade 2. Tout d’abord, il

faut noter que l’influence du frottement au début des tests est de beaucoup diminuée après le

conditionnement des assemblages. Dans les séries « HH » et « SS », le serrage des boulons a

de l’influence sur la courbe de résistance jusqu’à 20 kN et même plus dans les séries « SH »

où le bois a gonflé et augmenté la pression sur les plaques de jonction. Par contre, dans les

33

séries « HS », « STS » et « HSH », le frottement a disparu à cause du retrait du bois et les

assemblages sont déformés sans obstacle, ce pourquoi les courbes sont droites dès le début

du test. Le phénomène de frottement est exclu des analyses des déplacements des

assemblages par tarage (voir la section 2.4).

En ce qui concerne les modes de rupture, les observations sont les suivantes. Pour les

attaches du type A (série 1), on trouve les mêmes tendances que pour la série « T » avec un

boulon simple. Le bois humide au moment du test a produit les ruptures ductiles, tandis que

les mêmes attaches ont produit les modes de rupture fragile une fois le bois séché. Il faut

noter que cette tendance s’est produite, peu importe les conditions d’humidité initiales. Par

exemple, les séries «1- HH », « 1-SH » et « 1-HSH » ont des ruptures en mode G, en

majorité, et les séries « 1-HS », « 1-SS » et « 1-STS » ont des ruptures en arrachement par

rangée. Ce dernier est prévu selon la nouvelle norme CSA-O86-09 peu importe les

conditions d’humidité, tandis que les essais montrent encore une fois que le mode de rupture

change selon les conditions de tests : bois sec – arrachement par rangée, bois humide –

modes ductiles : C et G.

42,8

37,026,9

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HH(Gr2)

3: G;3: C

121,3

112,8

77,9

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HH(Gr2)

5: C; 1: G

129,5

114,7

72,3

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HH(Gr2)

6: G

127,0

106,8

66,8

0

50

100

150

200

0 4 8 12

4‐HH(Gr2)

5: C; 1: G

67,8

60,6

40,6

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HS(Gr2)

5: RS; 1: C

146,8

146,6

117,1

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HS(Gr2)

4: GT; 2: SP

155,4

153,9

108,0

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HS(Gr2)

4: RS; 1: SP; 1: NOEUD

179,6

163,6

102,9

0

50

100

150

200

0 4 8 12

4‐HS(Gr2)

3: NT; 2: SP; 1: RS

Figure 3.3 : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour les séries 1, 2, 3 et 4

dans toutes les conditions d’humidité.

34

74,0

63,4

41,7

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐SS(Gr2)

6: RS

162,2

155,2

104,7

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐SS(Gr2)

3: NT; 2 GT; 1: FIL

173,3

168,8

113,4

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐SS(Gr2)

2: RS; 2 NT; 1: SP; 1: NOEUD

176,3

156,5

105,0

0

50

100

150

200

0 4 8 12

4‐SS(Gr2)

3: RS; 1 GT; 1: SP; 1: NT

69,3

61,4

43,2

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐STS(Gr2)

4: RS; 1: NT; 1: NOEUD

127,8

124,3106,5

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐STS(Gr2)

3: SP; 2: GT; 1: NT

157,0

153,9

119,7

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐STS(Gr2)

4: RS; 1: NT; 1: NOEUD

159,8

155,6

118,2

0

50

100

150

200

0 4 8 12

4‐STS(Gr2)

2: RS; 2: NT; 2: SP

73,4

61,6

43,2

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐SH(Gr2)

6: G

165,3

163,7

116,5

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐SH(Gr2)

6: GT

184,8166,0

117,9

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐SH(Gr2)

4: G; 1:NT; 1: NOEUD

182,0

163,7

126,5

0

50

100

150

200

0 4 8 12

4‐SH(Gr2)

5: G; 1: NOEUD

73,8

56,8

39,9

0

20

40

60

80

100

0 4 8 12

1‐HSH(Gr5)

6: G

151,3

140,7

105,9

0

50

100

150

200

0 4 8 12

2‐HSH(Gr5)

4: GT; 2: SP

163,2

139,5

103,1

0

50

100

150

200

0 4 8 12

3‐HSH(Gr5)

3: RS; 2: NT; 1;C

167,7

122,1

81,6

0,0

50,0

100,0

150,0

200,0

0,0 4,0 8,0 12,0

4‐HSH(Gr2)

6: G

Figure 3.3 (suite) : Courbes moyennes de charge/déplacement (kN/mm) pour les séries 1, 2,

3 et 4 dans toutes les conditions d’humidité.

Dans le cas des attaches de type C (séries 2, 3 et 4), les tendances sont plus complexes.

Pour la série 4, avec les entraxes de boulons de 5d dans la rangée et de 5,5d entre les

rangées, on observe les mêmes tendances que pour la série 1 : des ruptures ductiles lorsque

35

le bois est humide et des ruptures fragiles lorsque le bois est sec (voir séries « 4-HH »,

« 4-SH » et « 4-HSH » vs. « 4-HS », « 4-SS » et « 4-STS »). De plus, une transition du

mode C en série « 4-HH » au mode G en séries « 4-SH » et « 4-HSH » est évidente à cause

de diminution de l’humidité du bois : dans le premier cas, le bois est à l’état vert

(TH ≈ 30%) et, dans les deux autres cas, le bois est conditionné et ré-humidifié (TH ≈ 20%).

Les profiles d’humidité montrent le taux d’humidité au centre de la section du bois plus

faible qu’à la surface (voir l’annexe C), ce qui donne un bois plus rigide et force la

plastification des boulons. La figure 3.4 montre quelques boulons fléchis lors des essais qui

se sont rendus au mode G.

Pour la série 2, avec les entraxes de boulons minimaux (4d dans la rangée et 3d entre les

rangées), l’influence de l’humidité sur les modes de rupture est minimale. La plupart des

attaches ont cédées en arrachement par groupe, tel que prévu selon la nouvelle méthode de

calcul, sauf la série « 2-HH » où le mode C est dominant. On peut noter qu’aux conditions

sèches et très sèches (séries « 2-HS », « 2-SS » et « 2-STS »), les attaches sont moins

déformables et plus rigides, alors les ruptures sont plus soudaines et très proches de la limite

de proportionnalité, tandis qu’à l’état humide, elles sont déformées un peu plus est se sont

rendues au seuil de plasticité avant la rupture (voir séries « 2-SH » et « 2-HSH »).

Figure 3.4 : Exemples des boulons fléchis en mode G

36

La performance des attaches de la série 3, avec les entraxes de boulons intermédiaires

(4d dans la rangée et 5,5d entre les rangées), se trouve entre les séries 2 et 4. En conditions

humides, les modes de rupture dominants sont ductiles (voir séries « 3-HH » et « 3-SH »)

sauf la série « 3-HSH » où on observe l’arrachement par rangée plus souvent. Cette série est

assemblée avec des boulons de grade 5 et le taux d’humidité finale est plus bas qu’en série

« 4-HSH », ce qui explique la fragilité et la rigidité plus élevée. En conditions sèches (séries

« 3-HS », « 3-SS » et « 3-STS »), l’arrachement par rangée est dominant tel que prévu par

les calculs selon la nouvelle méthode (CSA-O86-09).

En conclusion, on peut constater que toutes les attaches à six boulons testées lors de

cette étude ont été toujours plus fortes que les attaches à deux boulons et à un boulon simple

contrairement aux prévisions des normes discutées dans la section 2.3. La norme CSA-O86-

01 ne donne pas des prédictions explicites de modes de rupture fragiles tandis que la

nouvelle méthode donne des prévisions des modes de rupture assez juste pour les conditions

sèches. Cependant, l’application de KSF aux modes de rupture fragiles en conditions

humides ne correspond pas à nos observations au laboratoire. Les modes ductiles sont

dominants aux conditions humides. Les résultats de tests et la comparaison des résistances

pondérées suggèrent que le taux de pondération des modes fragiles doit être moins important

que pour les modes ductiles. Nos propositions sont discutées dans la section 3.6. Avant de

procéder aux propositions, discutons les caractéristiques quantitatives de la performance des

assemblages, dont la résistance, la rigidité et la ductilité y sont étudiées statistiquement pour

déterminer où se trouvent les différences significatives. Les sections suivantes traitent de ces

analyses statistiques.

37

3.2 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la charge

maximale des assemblages (Pmax)

3.2.1 Toutes attaches confondues


conditions d’humidité

La Figure 3.5 représente les résultats des comparaisons statistiques de charge maximale

entre les six conditions d’humidité où les valeurs obtenues pour quatre séries d’attaches sont

confondues. Toutes les séries montrées dans la Figure 3.3 sont incluses dans cette analyse.

Les barres verticales sur le graphique représentent les erreurs types. L’analyse statistique

montre dans ce cas une influence significative de la densité du bois, ce pourquoi les analyses

sont effectuées pour la densité moyenne ainsi que pour le premier et le troisième quartile de

la distribution de densité. Pour la condition « HH » (assemblé humide - testé humide), les

valeurs de charge maximale sont d’environ 75% des valeurs des autres conditions. Pour les

cinq autres conditions, il n’est pas possible de définir une tendance définitive. En effet, les

conditions qui présentent une capacité supérieure pour certaines densités montrent une

38

capacité inférieure ou égale à d’autres densités. Ainsi, nous ne pouvons pas distinguer de

façon sécuritaire une condition plus ou moins forte. Il faut tout de même noter une tendance,

pour la condition « SH » (assemblé sec - testé humide). Les boulons ont été serrés lors du

montage avec la technique habituelle, et la pression exercée par les boulons et les plaques

métalliques sur le bois a fortement augmenté à cause de l’humidification et du gonflement

du bois. Cette augmentation de la pression a probablement créé un effet de corde qui a pu

provoquer une augmentation de la capacité résistante de l’assemblage. Nous savons que plus

le bois est dense plus son gonflement est important, donc l’effet de corde pour le bois plus

dense augmente, et avec lui la capacité de la charge résistante (voir les résultats de l’analyse

statistique dans l’annexe E).

Figure 3.6 : Résultats des comparaisons statistiques de charge maximale entre les quatre

attaches

La Figure 3.6 représente les résultats de l’analyse statistique de charge maximale selon

le type d’attaches où les conditions d’humidité sont confondues. Évidemment, l’attache 1

qui est constituée de deux boulons est significativement plus faible que les autres constituées

de six boulons. Ainsi, les séries 2, 3 et 4 ne sont pas comparables à la série 1, même si les

deux méthodes de calcul (actuelle et nouvelle) suggèrent qu’en conditions « HH », « HSH »

39

et « HS », l’attache 1 est plus forte que l’attache 2 à cause de la forte pondération des

connexions de type C (voir l’annexe A, Tableaux A2 et A3). Pour ces trois attaches, nous

ne voyons pas de différences significatives tout en restant sécuritaires. Malgré que pour des

densités plus fortes, l’attache 4 est plus forte que les deux autres (possiblement, grâce à

l’effet de la corde plus fort), aucune différence significative n’est observée pour une densité

plus faible (voir les résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E).

3.2.2 Comparaison par type d’attaches

Type A


conditions d’humidité pour l’attache de type A (série 1)

La Figure 3.7 représente la même étude que la Figure 3.5, mais uniquement pour

l’attache de type A (série 1). Selon cette analyse, la condition « HH » est significativement

différente et se situe a environ 55% des autres conditions qui ne montrent aucune tendance

forte liée à la densité (voir les résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E).

40

Type C


conditions d’humidité pour l’attache de type C (séries 2,3 et 4)

La Figure 3.8 représente la même étude que la Figure 3.5 mais uniquement pour les

attaches de type C (séries 2, 3 et 4). La condition « HH » se situe à environ 75% des autres

conditions. La condition « SH » montre la même tendance que dans la Figure 3.5 (voir les

résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E).

3.2.3 Effet du grade des boulons sur la charge maximale

Nous avons étudié l’effet du grade des boulons sur la charge maximale (Figure 3.2). Les

charges maximales pour des conditions et des attaches faites avec des boulons de grade 2 ne

sont pas statistiquement différentes des charges maximales pour les mêmes attaches dans les

mêmes conditions d’humidité avec des boulons de grade 5. Il faut noter que nos

comparaisons ne sont effectuées que pour trois configurations et dans deux conditions

41

(« HH » et « HS ») (voir les résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E). De plus, la

condition « HS » présente des différences d’humidité, ce qui provient d’une erreur

d’utilisation du séchoir (voir les profils d’humidité dans l’annexe C). La teneur en humidité

finale pour les échantillons avec des boulons de grade 5 était plus proche de la teneur en

humidité des échantillons testés très secs « TS ».

3.2.4 Regroupement par groupes significativement différents

Sans prendre en considération l’effet de la covariable densité, nous pouvions distinguer

les séries significativement différentes et les classer par groupes. Bien que non convenable

d’un point de vue statistique, cette comparaison nous permet de sortir le coefficient de

pondération observé lors nos tests.

La Figure 3.9 représente quatre groupes de configurations de tests qui sont

significativement différents. Deux types d’attaches, le type A (série 1) et le type C (séries 2,

3 et 4), qui sont déjà reconnus différents sont testés pour toutes les conditions d’humidité et

sont divisés selon les différences significatives dans les groupes « forts » et « faibles » à

l’aide de l’analyse de variance (ANOVA). Dans le groupe type « A faible » se trouvent les

deux séries « HH » avec des boulons des grades 2 et 5, et dans le groupe type « A fort »,

toutes les autres séries de type A. Le groupe type « C faible » inclut toutes les séries « HH »,

la série « 2-STS » (très sèche) et une série « 2-HS(Gr5) » et le groupe type « C fort »

contient toutes les autres. Dans chaque groupe, les résistances ne sont pas statistiquement

différentes ce qui nous permet de quantifier un coefficient de pondération par groupe.

Après avoir développé les courbes de distribution selon une loi de Weibull de deux

paramètres, la valeur du 5eme centile est relevée pour chaque groupe. En utilisant la valeur du

5eme centile du groupe fort comme référence, on détermine la valeur de pondération pour les

attaches faibles de chaque type. La Figure 3.10 montre que le groupe faible pour les attaches

de type A est à 55% de la valeur du groupe fort, ce qui est équivalent au facteur KSF de 0,55.

Pour les attaches de type C, le groupe faible est à 85% de la valeur du groupe fort, ce qui

correspond au facteur KSF de 0,85.

42

2‐HS(Gr2)

2‐SS(Gr2)

2‐SH(Gr2)

2‐HSH(Gr5)

3‐HS(Gr5)

3‐HS(Gr2)

3‐SS(Gr2)

3‐STS(Gr2)

3‐SH(Gr2)

3‐HSH(Gr5)

4‐HS(Gr2)

4‐SS(Gr2)

4‐STS(Gr2)

4‐SH(Gr2)

4‐HSH(Gr2)

2‐HH(Gr5)

2‐HH(Gr2)

2‐STS(Gr2)

2‐HS(Gr5)

3‐HH(Gr5)

3‐HH(Gr2)

4‐HH(Gr2)

1‐HS(Gr5)

1‐HS(Gr2)

1‐SS(Gr2)

1‐STS(Gr2)

1‐SH(Gr2)

1‐HSH(Gr5)

1‐HH(Gr5)

1‐HH(Gr2)

Figure 3.9: Regroupement des séries selon l’ANOVA

Figure 3.10: Valeurs du cinquième centile normalisées

43

3.3 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la charge à la

limite de proportionnalité des assemblages (PPL)

3.3.1 Toutes attaches confondues

Certains postulats de l’ANOVA ne sont pas respectés et nous ne pouvons pas analyser

statistiquement l’effet des variables sur la limite de proportionnalité de toutes les attaches

confondues. Cependant, l’étude peut être réalisée séparément sur les attaches de type A des

attaches de type C.

3.3.2 Comparaison par type d’attaches

Type A


proportionnalité entre les six conditions d’humidité pour l’attache de type A (série 1)

44

La Figure 3.11 représente la même étude que dans la Figure 3.7 et concerne donc

uniquement l’attache de type A (série 1), mais pour la charge à la limite de proportionnalité.

La comparaison de cette figure avec la Figure 3.7 reflète une similitude indéniable. Les

mêmes observations sont faites pour cette figure, la condition « HH » est significativement

différente des autres conditions et se situent à environ 60% des autres conditions (voir les


Type C

Figure 3.12 : Résultats des comparaisons statistiques de charge à la limite de proportionnalité

entre les six conditions d’humidité pour l’attache de type C (séries 2,3 et 4)

La Figure 3.12 représente la même étude que dans la Figure 3.8 et concerne donc

uniquement les attaches de type C (séries 2, 3 et 4), mais pour la charge à la limite de

proportionnalité. Comme pour les attaches de type A, le comportement des attaches de type

C à la limite de proportionnalité est similaire au comportement à la charge maximale. La

condition « HH » se situe à environ 65% des autres conditions. La condition « SH » montre

45

la même tendance que dans le cas de la charge maximale pour les attaches de type C (voir

les résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E).

Figure 3.13 : Résultats des comparaisons statistiques de charge maximale entre les attaches

de type C (séries 2, 3 et 4)

Les résultats de l’analyse statistique de charge à la limite de proportionnalité entre les

attaches de type C (séries 2, 3 et 4) sont présentés à la Figure 3.13. L’attache 1 est

significativement plus faible que les autres comme dans la Figure 3.6, elle n’est donc pas

représentée dans cette figure. Pour les trois autres attaches, aucune tendance n’est définie, ce

qui est semblable aux conclusions concernant la charge maximale. En effet, pour des

densités plus fortes, l’attache 4 est plus forte que l’attache 2, mais pour une densité faible la

tendance inverse est observée. Il semble donc impossible de distinguer de façon sécuritaire

une configuration plus ou moins forte (voir les résultats de l’analyse statistique dans

l’annexe E).

46

3.3.3 Effet du grade des boulons sur la charge à la limite de

proportionnalité

L’effet du grade des boulons sur la charge à la limite de proportionnalité est présenté

dans la Figure 3.2. Les analyses statistiques ont révélé que les charges à la limite de

proportionnalité pour des conditions et des attaches faites avec des boulons de grade 2 en

condition « HH » ne sont pas significativement différentes des charges pour les mêmes

attaches dans la même condition d’humidité avec des boulons de grade 5. Toutefois, une

différence significative est observée pour la condition « HS ». Cette différence, qui ne se fait

pas sentir sur la charge maximale, pourrait s’expliquer par une déformation plus importante

des boulons de grade 2. Cette déformation entraine une limite de proportionnalité plus

rapide, même si cette différence n’influençait pas la résistance maximale (voir les résultats

de l’analyse statistique dans l’annexe E). De plus, comme indiqué auparavant, l’humidité du

bois de série « HS(Gr5) » était plus faible et ainsi plus rigide. Cette différence d’humidité

pourrait expliquer la différence de charge à la limite de proportionnalité entre les conditions

« HS(Gr5) » et « HS(Gr2) ».

47

3.4 Effet de l’humidité et des types d’attaches sur la rigidité des

assemblages (K)

Figure 3.14 : Résultats des comparaisons statistiques de rigidité entre les six conditions

d’humidité

Pour l’analyse de la rigidité, chaque résultat de test est transformé en rigidité par boulon

pour pouvoir comparer toutes les attaches testées. Les résultats de comparaison sont

présentés sur la Figure 3.14 avec en ordonnée la rigidité en kN/mm/boulon, et en abscisse la

densité. Les barres verticales représentent les erreurs types. L’analyse statistique montre une

influence significative de la densité et une augmentation de la rigidité avec la diminution de

l’humidité. En effet, la condition la plus sèche « STS » donne les résultats de rigidité les plus

forts, et la condition la plus humide « HH » présente les résultats les plus faibles. De plus, on

peut conclure que le conditionnement du bois après l’assemblage donne une rigidité plus

haute que dans le cas de l’assemblage du bois conditionné, ce pourquoi les attaches des

séries « HS » et « HSH » sont apparues plus rigides que celles de la série « SS ». Alors,

l’effet du conditionnement joue un rôle important pour la rigidité des attaches (voir les


48

Figure 3.15 : Résultats des comparaisons statistiques de rigidité entre les quatre attaches

La Figure 3.15 représente les résultats de l’analyse statistique de la rigidité selon le type

d’attaches où les conditions d’humidité sont confondues. Puisque les valeurs sont comparées

par boulon, il est possible de comparer les quatre types d’attaches entre elles. Aucune

différence nette n’est visible. La tendance donne une rigidité meilleure pour l’attache de type

1, possiblement grâce au nombre des boulons plus petit avec une meilleure distribution de

force entre les boulons (voir les résultats de l’analyse statistique dans l’annexe E).

49

Figure 3.16 : Évolution de la rigidité en fonction de l’humidité

La Figure 3.16 présente la rigidité des attaches en kN/mm/boulon en fonction de l’humidité

pour chaque test. On sait que les propriétés mécaniques du bois sont constantes en dessus du

50

point de saturation de fibres (PSF). Évidemment, la même conclusion peut être faite pour les

attaches. On voit que la rigidité est linéairement croissante en dessous du PSF. Pour

quantifier cette tendance, on utilise la régression linéaire. Une première fois (Figure 3.16a),

on partage les données autour de ≈ 30% d’humidité puisque la plupart de données se

trouvent en dessous de ce point. Une très forte régression (R2 = 0.43) indique l’augmentation

linéaire de la rigidité en fonction de l’humidité. Une deuxième fois, on essais la régression

avec le point de démarcage autour de ≈ 25% d’humidité, ce qui est utilisé par Rammer et

Winistorfer (2001) pour le bois résineux. La tendance est très semblable. Dans les deux cas,

il est évident que la rigidité d’attache ne dépend pas de l’humidité au dessus du PSF (R2 ≈

0). Cependant, il nous manque des données pour pouvoir détecter clairement cette tendance.

3.5 Effets de l’humidité et des types d’attaches sur la ductilité

des assemblages (DFAIL/DYIELD et DFAIL/DPL)

L’analyse statistique des résultats de ductilité n’a pas été possible puisque la

distribution des données n’était pas normale. En effet, nos résultats proviennent de ratios, et

des transformations complexes auraient été nécessaires pour les analyser statistiquement.

C’est pourquoi seule la comparaison des moyennes de nos résultats avec leurs écarts types

est effectuée.

Deux façons de calculer la ductilité sont présentées dans cette section. Dans la première

méthode, on calcule le ratio du déplacement de l’attache au moment de la rupture (DFAIL) et

du déplacement au seuil de plasticité (DYIELD). La deuxième méthode donne le ratio de DFAIL

et du déplacement à la limite de proportionnalité (DPL). Comme expliqué auparavant

(section 2.3), les valeurs des déplacements sont tarées lors des calculs pour éliminer le biais

associé au phénomène de frottement au début du test.

51

Figure 3.17 : Effet des configurations d’attaches sur la ductilité

Figure 3.18 : Effets des conditions d’humidité sur la ductilité

Les moyennes présentées dans la Figure 3.17 ont été calculées à partir de toutes les

conditions d’humidité par série pour comparer la ductilité des différentes attaches. Cette

figure montre que la tendance est la même pour les deux méthodes de calcul. Les attaches 1

52

et 4 semblent plus ductiles que les deux autres, mais avec une vaste variation qui est

expliquée par la figure suivante.

Ces résultats sont prévisibles, puisqu’au moment du choix des configurations

d’attaches, nous avons volontairement choisi les attaches 2 et 3 pour que leur mode de

rupture soit fragile. En effet, l’attache 2 selon les calculs de la nouvelle norme CSA-O86

(Quenneville, 2008) doit se rompre en rupture fragile de type arrachement par groupe et

pour l’attache 3, son mode de rupture privilégié doit être l’arrachement par rangées (voir

l’annexe A).

La Figure 3.18 présente l’effet des conditions d’humidité du bois sur la ductilité des

assemblages et explique la variabilité de la ductilité. Les quatre attaches ont été prises en

compte dans le calcul des moyennes selon la condition d’humidité. D’après la Figure 3.18,

les deux méthodes de calcul présentent des tendances semblables et très fortes qui résument

ce qu’on a déjà discuté dans la section 3.1. Les attaches testées en conditions sèches et très

sèches (« SS », « HS » et « STS ») sont nettement fragiles comme prévu par la nouvelle

méthode CSA-O86. Cependant, dès que l’humidité du bois augmente (série « SH »), la

ductilité augmente aussi. Les attaches assemblées et testées en conditions humides (« HH »

et « HSH ») démontrent une ductilité importante, même après le cycle de séchage, et tel que

discuté dans la section 3.1, ceci change le mode de rupture, ce qui n’est pas considéré dans

la norme. Cela nous amène à de nouvelles propositions en vue de révision de la norme des

calculs des charpentes CSA-O86.

3.6 Propositions

Au Tableaux 2.2 et 2.3, les prévisions des résistances on montré que selon les modes de

rupture calculées à l’aide de la norme actuelle CSA-O86-01 et selon la nouvelle méthode

CSA-O86-09 pour toutes les attaches testées lors de cette étude. Nos analyses et nos

résultats expérimentaux ont illustré que certains aspects de ces prédictions sont

contradictoires. Par exemple, les prévisions de la nouvelle méthode s’éloignent de modes

ductiles pour les conditions de service humides, ce qui contredit nos observations

53

expérimentales. De plus, avec le KSF de 0,27 à 0,67 appliqué aux résistances à l’arrachement

par rangée et par groupe, les valeurs pondérées se montrent excessivement conservatrices.

Aux Tableaux 3.1 et 3.2, on résume ces prédictions et on ajoute les valeurs calculées

selon les principes de la norme CSA-O86-09, sauf que la pondération pour les conditions de

service est appliquée selon les principes de la norme américaine NDS 2005 (AF&PA, 2005).

Autrement dit, on applique le KSF qu’aux cas de ruptures en modes ductiles (C, D et G) et on

applique les coefficients de service associés aux contraintes de calcul aux cas de ruptures en

modes fragiles, soit KSv de 0.96 pour le cisaillement et KSt de 0.84 pour la tension parallèle

au fil selon le Tableau 1.2. Une fois cette approche appliquée, on voit que le mode C vient

en contrôle de la résistance d’attaches 1, 3 et 4 en condition « HH », ce qui est proche à nos

observations expérimentales. De plus, les valeurs de résistance en conditions « SH » et

« HS » augmentent pour les attaches de type C (séries 2, 3 et 4) ce que les amène aussi plus

proche de nos résultats expérimentaux.

Dans les Tableaux 3.3 à 3.8, on résume les valeurs moyennes des charges maximales

(Pmax), au point de la limite de proportionnalité (PPL) et au seuil de plasticité (PYIELD) pour

les attaches testées lors de cette étude dans les différentes conditions d’humidité et on les

compare avec les valeurs pondérées calculées à l’aide des trois méthodes et avec les valeurs

caractéristiques (5e centile), c’est-à-dire, les valeurs ajustées à la durée de chargement de 5

min. (KD = 1.25) et sans coefficient de tenue (φ) selon le cas. On trouve que les

comparaisons sont très favorables pour la méthode proposée pour deux raisons.

Premièrement, elle fournit des prédictions de mode de rupture plus proches à la réalité, et

deuxièmement, les prédictions de la résistance ont une marge de sécurité beaucoup plus

uniforme que dans les deux autres méthodes et ce dans toutes les conditions de service.

C’est le cas si l’on compare, par exemple, les résultats et les prédictions des modes de

rupture pour les conditions « HH » et « HS » et surtout, les prévisions des résistances pour

les séries 1 et 2 à ces conditions.

54

Tableau 3.1: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture et proposition (boulons Gr2).

CSA‐O86‐01 CSA‐O86‐09 Proposition

Mode de rupture* Mode de rupture* Mode de rupture*

Condition Attache C D G RS GT NT C D G RS GT NT C D G RS GT NT

SS T(Gr2) 14.6 30.6 12.4 ‐ ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4

1(Gr2) 27.3 57.5 23.2 ‐ ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4

2(Gr2) 58.2 120 49.2 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 34.2 25.2 63.8 99.5 194 94.4 34.2 25.2 63.8

3(Gr2) 58.2 120 49.2 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 34.2 36.2 63.8 99.5 194 94.4 34.2 36.2 63.8

4(Gr2) 60.8 128 51.5 ‐ ‐ 63.8 99.5 194 94.4 42.7 40.4 63.8 99.5 194 94.4 42.7 40.4 63.8

SH T(Gr2) 9.8 20.5 8.3 ‐ ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 9.5 ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 13.6 ‐ 41.5

1(Gr2) 18.3 38.5 15.5 ‐ ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 7.6 ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 10.9 ‐ 41.5

2(Gr2) 39.0 80.4 33.0 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 22.9 16.9 53.6 66.6 186 77.5 32.8 23.7 53.6

3(Gr2) 39.0 80.4 33.0 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 22.9 24.2 53.6 66.6 186 77.5 32.8 32.8 53.6

4(Gr2) 40.8 85.5 34.5 ‐ ‐ 53.6 66.6 186 77.5 28.6 27.1 53.6 66.6 186 77.5 41.0 36.8 53.6

HS T(Gr2) 14.6 30.6 12.4 ‐ ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4 16.6 32.3 15.7 14.2 ‐ 49.4

1(Gr2) 27.3 57.5 23.2 ‐ ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4 33.2 64.7 31.5 11.4 ‐ 49.4

2(Gr2) 23.3 48.0 19.7 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 13.7 10.1 63.8 39.7 177 60.0 34.2 25.2 63.8

3(Gr2) 23.3 48.0 19.7 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 13.7 14.5 63.8 39.7 177 60.0 34.2 36.2 63.8

4(Gr2) 24.3 51.0 20.6 ‐ ‐ 63.8 39.7 177 60.0 17.1 16.2 63.8 39.7 177 60.0 42.7 40.4 63.8

HH T(Gr2) 9.8 20.5 8.3 ‐ ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 9.5 ‐ 41.5 11.1 30.9 12.9 13.6 ‐ 41.5

1(Gr2) 18.3 38.5 15.5 ‐ ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 7.6 ‐ 41.5 22.2 61.9 25.8 10.9 ‐ 41.5

2(Gr2) 15.7 32.4 13.3 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 9.2 6.8 53.6 26.9 172 49.4 32.8 23.7 53.6

3(Gr2) 15.7 32.4 13.3 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 9.2 9.8 53.6 26.9 172 49.4 32.8 32.8 53.6

4(Gr2) 16.4 34.4 13.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 172 49.4 11.5 10.9 53.6 26.9 172 49.4 41.0 36.8 53.6


55

Tableau 3.2: Estimation des résistances pondérées et modes de rupture et proposition (boulons Gr5).


Mode de rupture* Mode de rupture* Mode de rupture*

Condition Attache C D G RS GT NT C D G RS GT NT C D G RS GT NT

SS T(Gr5) 14.6 33.8 15.7 ‐ ‐ 49.4 16.6 35.6 20.0 14.2 ‐ 49.4 16.6 35.8 20.0 14.2 ‐ 49.4

1(Gr5) 27.3 63.3 29.4 ‐ ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4

2(Gr5) 58.2 135 62.6 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 34.2 25.2 63.8 99.5 219 120 34.2 25.2 63.8

3(Gr5) 58.2 135 62.6 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 34.2 36.2 63.8 99.5 219 120 34.2 36.2 63.8

4(Gr5) 60.8 141 65.4 ‐ ‐ 63.8 99.5 219 120 42.7 40.4 63.8 99.5 219 120 42.7 40.4 63.8

SH T(Gr5) 9.8 22.6 10.5 ‐ ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 9.5 ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 13.6 ‐ 41.5

1(Gr5) 18.3 42.4 19.7 ‐ ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 7.6 ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 10.9 ‐ 41.5

2(Gr5) 39.0 90.1 41.9 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 22.9 16.9 53.6 66.6 208 98.5 32.8 23.7 53.6

3(Gr5) 39.0 90.1 41.9 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 22.9 24.2 53.6 66.6 208 98.5 32.8 32.8 53.6

4(Gr5) 40.8 94.2 43.8 ‐ ‐ 53.6 66.6 208 98.5 28.6 27.1 53.6 66.6 208 98.5 41.0 36.8 53.6

HS T(Gr5) 14.6 33.8 15.7 ‐ ‐ 49.4 16.6 35.6 20.0 14.2 ‐ 49.4 16.6 35.8 20.0 14.2 ‐ 49.4

1(Gr5) 27.3 63.3 29.4 ‐ ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4 33.2 71.1 40.0 11.4 ‐ 49.4

2(Gr5) 23.3 53.8 25.0 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 13.7 10.1 63.8 39.7 197 76.3 34.2 25.2 63.8

3(Gr5) 23.3 53.8 25.0 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 13.7 14.5 63.8 39.7 197 76.3 34.2 36.2 63.8

4(Gr5) 24.3 56.3 26.2 ‐ ‐ 63.8 39.7 197 76.3 17.1 16.2 63.8 39.7 197 76.3 42.7 40.4 63.8

HH T(Gr5) 9.8 22.6 10.5 ‐ ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 9.5 ‐ 41.5 11.1 34.7 16.4 13.6 ‐ 41.5

1(Gr5) 18.3 42.4 19.7 ‐ ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 7.6 ‐ 41.5 22.2 69.5 32.8 10.9 ‐ 41.5

2(Gr5) 15.7 36.3 16.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 9.2 6.8 53.6 26.9 191 62.7 32.8 23.7 53.6

3(Gr5) 15.7 36.3 16.9 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 9.2 9.8 53.6 26.9 191 62.7 32.8 32.8 53.6

4(Gr5) 16.4 38.0 17.7 ‐ ‐ 53.6 26.9 191 62.7 11.5 10.9 53.6 26.9 191 62.7 41.0 36.8 53.6


56

Tableau 3.3: Comparaison des charges maximales expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr2).


Condition Attache Pmax Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

SS 1(Gr2) 74.0 23.2 41.4 3.2 1.8 11.4 20.4 6.5 3.6 11.4 20.4 6.5 3.6 2(Gr2) 162 49.2 87.9 3.3 1.8 25.2 45.0 6.4 3.6 25.2 45.0 6.4 3.6 3(Gr2) 173 49.2 87.9 3.5 2.0 34.2 61.1 5.1 2.8 34.2 61.1 5.1 2.8 4(Gr2) 176 51.5 92.0 3.4 1.9 40.4 72.1 4.4 2.4 40.4 72.1 4.4 2.4

SH 1(Gr2) 73.4 15.5 27.7 4.7 2.7 7.6 13.6 9.7 5.4 10.9 19.5 6.7 3.8 2(Gr2) 165 33.0 58.9 5.0 2.8 16.9 30.2 9.8 5.5 23.7 42.3 7.0 3.9 3(Gr2) 185 33.0 58.9 5.6 3.1 22.9 40.9 8.1 4.5 32.8 58.6 5.6 3.2 4(Gr2) 182 34.5 61.6 5.3 3.0 27.1 48.4 6.7 3.8 36.8 65.7 4.9 2.8

HS 1(Gr2) 67.8 23.2 41.4 2.9 1.6 11.4 20.4 5.9 3.3 11.4 20.4 5.9 3.3

2(Gr2) 147 19.7 35.2 7.5 4.2 10.1 18.0 15 8.1 25.2 45.0 5.8 3.3 3(Gr2) 155 19.7 35.2 7.9 4.4 13.7 24.5 11 6.4 34.2 61.1 4.5 2.5 4(Gr2) 180 20.6 36.8 8.7 4.9 16.2 28.9 11 6.2 39.7 62.1 4.5 2.9

HH 1(Gr2) 42.8 15.5 27.7 2.8 1.5 7.6 13.6 5.6 3.2 10.9 19.5 3.9 2.2 2(Gr2) 121 13.3 23.8 9.1 5.1 6.8 12.1 18 10 23.7 42.3 5.1 2.9 3(Gr2) 130 13.3 23.8 9.7 5.5 9.2 16.4 14 7.9 26.9 42.0 4.8 3.1 4(Gr2) 127 13.9 24.8 9.1 5.1 10.9 19.5 12 6.5 26.9 42.0 4.7 3.0

HSH 4(Gr2) 168 13.9 24.8 12 6.8 10.9 19.5 15 8.6 26.9 42.0 6.2 4.0 STS 1(Gr2) 69.3 23.2 41.4 3.0 1.7 11.4 20.4 6.1 3.4 11.4 20.4 6.1 3.4 2(Gr2) 128 49.2 87.9 2.6 1.5 25.2 45.0 5.1 2.8 25.2 45.0 5.1 2.8 3(Gr2) 157 49.2 87.9 3.2 1.8 34.2 61.1 4.6 2.6 34.2 61.1 4.6 2.6 4(Gr2) 160 51.5 92.0 3.1 1.7 40.4 72.1 4.0 2.2 40.4 72.1 4.0 2.2

Notes : Pmax = charge maximale expérimentale (moyenne de la série);

Pr = résistance pondérée selon les règles de calcul;

5%LEL = valeur caractéristique (5e centile de la résistance ajustée à l’aide de KD=1.25 et φ=0.8 ou 0.7, selon le cas).

57

Tableau 3.4: Comparaison des limites de proportionnalité expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr2).


Condition Attache PPL Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

SS 1(Gr2) 41.7 23.2 41.4 1.8 1.0 11.4 20.4 3.7 2.0 11.4 20.4 3.7 2.0 2(Gr2) 105 49.2 87.9 2.1 1.2 25.2 45.0 4.2 2.3 25.2 45.0 4.2 2.3 3(Gr2) 113 49.2 87.9 2.3 1.3 34.2 61.1 3.3 1.9 34.2 61.1 3.3 1.9 4(Gr2) 105 51.5 92.0 2.0 1.1 40.4 72.1 2.6 1.5 40.4 72.1 2.6 1.5

SH 1(Gr2) 43.2 15.5 27.7 2.8 1.6 7.6 13.6 5.7 3.2 10.9 19.5 4.0 2.2 2(Gr2) 116 33.0 58.9 3.5 2.0 16.9 30.2 6.9 3.9 23.7 42.3 4.9 2.8 3(Gr2) 118 33.0 58.9 3.6 2.0 22.9 40.9 5.2 2.9 32.8 58.6 3.6 2.0 4(Gr2) 127 34.5 61.6 3.7 2.1 27.1 48.4 4.7 2.6 36.8 65.7 3.4 1.9

HS 1(Gr2) 40.6 23.2 41.4 1.7 1.0 11.4 20.4 3.6 2.0 11.4 20.4 3.6 2.0

2(Gr2) 117 19.7 35.2 5.9 3.3 10.1 18.0 12 6.5 25.2 45.0 4.6 2.6 3(Gr2) 108 19.7 35.2 5.5 3.1 13.7 24.5 7.9 4.4 34.2 61.1 3.2 1.8 4(Gr2) 103 20.6 36.8 5.0 2.8 16.2 28.9 6.3 3.6 39.7 62.1 2.6 1.7

HH 1(Gr2) 26.9 15.5 27.7 1.7 1.0 7.6 13.6 3.5 2.0 10.9 19.5 2.5 1.4 2(Gr2) 78 13.3 23.8 5.9 3.3 6.8 12.1 11 6.4 23.7 42.3 3.3 1.8 3(Gr2) 72 13.3 23.8 5.4 3.0 9.2 16.4 7.9 4.4 26.9 42.0 2.7 1.7 4(Gr2) 67 13.9 24.8 4.8 2.7 10.9 19.5 6.1 3.4 26.9 42.0 2.5 1.6

HSH 4(Gr2) 81.6 13.9 24.8 5.9 3.3 10.9 19.5 7.5 4.2 26.9 42.0 3.0 1.9 STS 1(Gr2) 43.2 23.2 41.4 1.9 1.0 11.4 20.4 3.8 2.1 11.4 20.4 3.8 2.1

2(Gr2) 106 49.2 87.9 2.2 1.2 25.2 45.0 4.2 2.4 25.2 45.0 4.2 2.4

3(Gr2) 120 49.2 87.9 2.4 1.4 34.2 61.1 3.5 2.0 34.2 61.1 3.5 2.0

4(Gr2) 118 51.5 92.0 2.3 1.3 40.4 72.1 2.9 1.6 40.4 72.1 2.9 1.6

Notes : PPL = charge à la limite de proportionnalité expérimentale (moyenne de la série);



58

Tableau 3.5: Comparaison des seuils de plasticité expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr2).


Condition Attache PYIELD Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

SS 1(Gr2) 63.4 23.2 41.4 2.7 1.5 11.4 20.4 5.6 3.1 11.4 20.4 5.6 3.1 2(Gr2) 155 49.2 87.9 3.2 1.8 25.2 45.0 6.2 3.4 25.2 45.0 6.2 3.4 3(Gr2) 169 49.2 87.9 3.4 1.9 34.2 61.1 4.9 2.8 34.2 61.1 4.9 2.8 4(Gr2) 157 51.5 92.0 3.0 1.7 40.4 72.1 3.9 2.2 40.4 72.1 3.9 2.2

SH 1(Gr2) 61.6 15.5 27.7 4.0 2.2 7.6 13.6 8.1 4.5 10.9 19.5 5.6 3.2 2(Gr2) 164 33.0 58.9 5.0 2.8 16.9 30.2 9.7 5.4 23.7 42.3 6.9 3.9 3(Gr2) 166 33.0 58.9 5.0 2.8 22.9 40.9 7.2 4.1 32.8 58.6 5.1 2.8 4(Gr2) 164 34.5 61.6 4.7 2.7 27.1 48.4 6.0 3.4 36.8 65.7 4.4 2.5

HS 1(Gr2) 60.6 23.2 41.4 2.6 1.5 11.4 20.4 5.3 3.0 11.4 20.4 5.3 3.0

2(Gr2) 147 19.7 35.2 7.4 4.2 10.1 18.0 15 8.1 25.2 45.0 5.8 3.3 3(Gr2) 154 19.7 35.2 7.8 4.4 13.7 24.5 11 6.3 34.2 61.1 4.5 2.5 4(Gr2) 164 20.6 36.8 7.9 4.4 16.2 28.9 10 5.7 39.7 62.1 4.1 2.6

HH 1(Gr2) 37.0 15.5 27.7 2.4 1.3 7.6 13.6 4.9 2.7 10.9 19.5 3.4 1.9 2(Gr2) 113 13.3 23.8 8.5 4.8 6.8 12.1 17 9.3 23.7 42.3 4.8 2.7 3(Gr2) 115 13.3 23.8 8.6 4.8 9.2 16.4 12 7.0 26.9 42.0 4.3 2.7 4(Gr2) 107 13.9 24.8 7.7 4.3 10.9 19.5 9.8 5.5 26.9 42.0 4.0 2.5

HSH 4(Gr2) 122 13.9 24.8 8.8 4.9 10.9 19.5 11 6.3 26.9 42.0 4.5 2.9 STS 1(Gr2) 61.4 23.2 41.4 2.6 1.5 11.4 20.4 5.4 3.0 11.4 20.4 5.4 3.0

2(Gr2) 124 49.2 87.9 2.5 1.4 25.2 45.0 4.9 2.8 25.2 45.0 4.9 2.8

3(Gr2) 154 49.2 87.9 3.1 1.8 34.2 61.1 4.5 2.5 34.2 61.1 4.5 2.5

4(Gr2) 156 51.5 92.0 3.0 1.7 40.4 72.1 3.9 2.2 40.4 72.1 3.9 2.2

Notes : PYIELD = charge au seuil de plasticité expérimentale (moyenne de la série);



59

Tableau 3.6: Comparaison des charges maximales expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr5).


Condition Attache Pmax Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

Pr 5%LEL Pmax /Pr

Pmax /5%LEL

SS T(Gr5) 43.2 14.6 26.1 3.0 1.7 14.2 25.4 3.0 1.7 14.2 25.4 3.0 1.7 TS T(Gr5) 46.1 14.6 26.1 3.2 1.8 14.2 25.4 3.2 1.8 14.2 25.4 3.2 1.8 HH T(Gr5) 25.4 9.8 17.5 2.6 1.4 9.5 17.0 2.7 1.5 11.1 17.3 2.3 1.5 HH 1(Gr5) 48.1 18.3 32.7 2.6 1.5 7.6 13.6 6.3 3.5 10.9 19.5 4.4 2.5 2(Gr5) 127 15.7 28.0 8.1 4.5 6.8 12.1 19 10 26.9 42.0 4.7 3.0 3(Gr5) 130 15.7 28.0 8.3 4.6 9.2 16.4 14 7.9 26.9 42.0 4.8 3.1

HS 1(Gr5) 77.1 27.3 48.8 2.8 1.6 11.4 20.4 6.8 3.8 11.4 20.4 6.8 3.8 2(Gr5) 122 23.3 41.6 5.2 2.9 10.1 18.0 12 6.8 25.2 45.0 4.8 2.7 3(Gr5) 156 23.3 41.6 6.7 3.7 13.7 24.5 11 6.4 34.2 61.1 4.6 2.6

HSH 1(Gr5) 73.8 18.3 32.7 4.0 2.3 7.6 13.6 9.7 5.4 10.9 19.5 6.8 3.8 2(Gr5) 151 15.7 28.0 9.6 5.4 6.8 12.1 22 12 26.9 42.0 5.6 3.6 3(Gr5) 163 15.7 28.0 10 5.8 9.2 16.4 18 9.9 26.9 42.0 6.1 3.9

Notes : Pmax = charge maximale expérimentale (moyenne de la série);



60

Tableau 3.7: Comparaison des limites de proportionnalité expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr5).


Condition Attache PPL Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

Pr 5%LEL PPL /Pr

PPL /5%LEL

SS T(Gr5) 24.4 14.6 26.1 1.7 0.9 14.2 25.4 1.7 1.0 14.2 25.4 1.7 1.0 TS T(Gr5) 25.2 14.6 26.1 1.7 1.0 14.2 25.4 1.8 1.0 14.2 25.4 1.8 1.0 HH T(Gr5) 16.9 9.8 17.5 1.7 1.0 9.5 17.0 1.8 1.0 11.1 17.3 1.5 1.0 HH 1(Gr5) 30.6 18.3 32.7 1.7 0.9 7.6 13.6 4.0 2.3 10.9 19.5 2.8 1.6 2(Gr5) 75.8 15.7 28.0 4.8 2.7 6.8 12.1 11 6.2 26.9 42.0 2.8 1.8 3(Gr5) 78.6 15.7 28.0 5.0 2.8 9.2 16.4 8.5 4.8 26.9 42.0 2.9 1.9

HS 1(Gr5) 48.1 27.3 48.8 1.8 1.0 11.4 20.4 4.2 2.4 11.4 20.4 4.2 2.4 2(Gr5) 112 23.3 41.6 4.8 2.7 10.1 18.0 11 6.2 25.2 45.0 4.4 2.5 3(Gr5) 135 23.3 41.6 5.8 3.2 13.7 24.5 10 5.5 34.2 61.1 3.9 2.2

HSH 1(Gr5) 39.9 18.3 32.7 2.2 1.2 7.6 13.6 5.3 2.9 10.9 19.5 3.7 2.1 2(Gr5) 106 15.7 28.0 6.7 3.8 6.8 12.1 16 8.7 26.9 42.0 3.9 2.5 3(Gr5) 103 15.7 28.0 6.6 3.7 9.2 16.4 11 6.3 26.9 42.0 3.8 2.5

Notes : PPL = charge à la limite de proportionnalité expérimentale (moyenne de la série);



61

Tableau 3.8: Comparaison des seuils de plasticité expérimentales avec des résistances prédites (boulons Gr5).


Condition Attache PYIELD Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

Pr 5%LEL PYIELD /Pr

PYIELD /5%LEL

SS T(Gr5) 35.9 14.6 26.1 2.5 1.4 14.2 25.4 2.5 1.4 14.2 25.4 2.5 1.4 TS T(Gr5) 35.2 14.6 26.1 2.4 1.4 14.2 25.4 2.5 1.4 14.2 25.4 2.5 1.4 HH T(Gr5) 22.2 9.8 17.5 2.3 1.3 9.5 17.0 2.3 1.3 11.1 17.3 2.0 1.3 HH 1(Gr5) 44.0 18.3 32.7 2.4 1.3 7.6 13.6 5.8 3.2 10.9 19.5 4.0 2.3 2(Gr5) 117 15.7 28.0 7.4 4.2 6.8 12.1 17 9.6 26.9 42.0 4.3 2.8 3(Gr5) 117 15.7 28.0 7.4 4.2 9.2 16.4 13 7.1 26.9 42.0 4.3 2.8

HS 1(Gr5) 73.6 27.3 48.8 2.7 1.5 11.4 20.4 6.5 3.6 11.4 20.4 6.5 3.6 2(Gr5) 122 23.3 41.6 5.2 2.9 10.1 18.0 12 6.8 25.2 45.0 4.8 2.7 3(Gr5) 155 23.3 41.6 6.6 3.7 13.7 24.5 11 6.3 34.2 61.1 4.5 2.5

HSH 1(Gr5) 56.8 18.3 32.7 3.1 1.7 7.6 13.6 7.5 4.2 10.9 19.5 5.2 2.9 2(Gr5) 141 15.7 28.0 9.0 5.0 6.8 12.1 21 12 26.9 42.0 5.2 3.4 3(Gr5) 140 15.7 28.0 8.9 5.0 9.2 16.4 15 8.5 26.9 42.0 5.2 3.3

Notes : PYIELD = charge au seuil de plasticité expérimentale (moyenne de la série);



62

La proposition pour le calcul de la résistance d’attaches peut être exprimée de deux

façons techniquement équivalentes : A) les calculs de modes fragiles sont formulés comme

dans la méthode de CSA-O86-09, sauf le coefficient KSF qui est remplacé par KCv et KSt

selon le cas; et B) la pondération est faite lors de calculs des résistances en cisaillement et en

tension longitudinale pour des modes fragiles selon le cas, comme fait dans la norme NDS

2005. Les deux propositions sont présentées ci-dessous.

Alors, pour les modes ductiles, le calcul présenté dans la nouvelle norme ne change

pas (voir l’annexe A pour les notations et les détails de calcul) :

Nr = y nu ns nf (3.1)

Où :

y = 0.8, facteur de la résistance pour une rupture ductile

La résistance à l’enfoncement du bois selon l’angle par rapport à l’axe longitudinal est

calculée comme suit:

TSFD2iQ

2iP

iQiPi KKK

cosfsinf

fff

(3.2)

La résistance pondérée à l’arrachement par rangées d’une attache est calculée comme une

somme des résistances pondérées en cisaillement de toutes les membrures bois qui résistent

au chargement selon les équations suivantes (voir l’annexe A pour les notations et les détails

de calcul) :

PRr T = ∑(PRr i) (3.3)

La résistance en cisaillement pondérée dans une membrure « i » est calculée comme

suit:

A) PRr i = w PRij min nR(KD KSv KT) (3.4A)

Où :

63

w = facteur de résistance en rupture fragile,

= 0,7

KSv = coefficient de service pour le cisaillement longitudinal (voir Tableau 1.2).

PRij min= résistance minimale d’une rangée en cisaillement pour toutes les rangées de

l’attache de PRi1 à PRinR

nR = nombre de rangées

PRij = résistance en cisaillement de la rangée “j”, dans la membrure “i”, N

= 1.2 fv Kls t nC acr i

fv = résistance prévue au cisaillement longitudinale de la membrure “i”, MPa

B) PRr i = w PRr ij min nR (3.4B)

Où :


= 0,7

PRr ij min= résistance pondérée minimale d’une rangée en cisaillement pour toutes les

rangées de l’attache de PRi1 à PRinR

nR = nombre de rangées

PRr ij = résistance pondérée en cisaillement de la rangée “j”, dans la membrure “i”, N

= 1.2 Fv Kls t nC acr i

Fv = résistance pondérée au cisaillement longitudinale de la membrure “i”, MPa

= fv (KD KSv KT)

fv = résistance prévue au cisaillement longitudinale de la membrure “i”, MPa

KSv = coefficient de service pour le cisaillement longitudinal (voir Tableau 1.2).

64

La résistance pondérée à l’arrachement par groupe d’une attache est calculée comme une

somme des résistances pondérées en arrachement par groupe de toutes les membrures bois

qui résistent au chargement selon les équations suivantes :

PGr T = ∑(PGri) (3.5)

La résistance totale en arrachement par groupe pondérée des attaches dans une membrure

en bois “i” avec nR rangées est calculée comme suit:

A) (3.6A)

Où :


= 0,7

PRr i1= résistance pondérée au cisaillement de la rangée “1” de la membrure “i” à la

limite du groupe d’attache, N

= 1,2 fv (KD KSv KT) Kls t nC acr 1

PRr inR= résistance pondérée au cisaillement le long de la rangée “nR” de la membrure “i”

à la limite du groupe d’attache, N

= 1,2 fv (KD KSv KT) Kls t nC acr nr

ft = résistance prévue à la tension de la membrure “i”, MPa

KSt = coefficient de service pour la traction au fil (voir Tableau 1.2).

B) (3.6B)

Où :


= 0,7

65

PRr i1 = résistance pondérée au cisaillement de la rangée “1” de la membrure “i” à la

limite du groupe d’attache, N

= 1,2 Fv Kls t nC acr 1

PRinR= résistance pondérée au cisaillement le long de la rangée “nR” de la membrure “i” à

la limite du groupe d’attache, N

= 1,2 Fv Kls t nC acr nr

Ft = résistance pondérée à la tension de la membrure “i”, MPa,

= ft (KD KSF KT)

ft = résistance prévue à la tension de la membrure “i”, MPa

KSt = coefficient de service pour la traction au fil (voir Tableau 1.2).

La résistance pondérée à la tension nette est vérifiée de la même façon que dans la

méthode actuelle CSA-O86-01, soit selon l’article 5.5.9 pour le bois de sciage ou 6.5.11

pour le bois lamellé collé avec le KSt selon le cas.

66

4 Conclusion

4.1 Rappel des objectifs

Les objectifs de cette étude étaient d’évaluer la performance des assemblages boulonnés

aux différentes conditions d’humidité afin d’amélioration des méthodes de calcul de

charpentes en bois. Pour ce faire, nous avons utilisé cinq types d’attaches assemblées de bois

sec (TH ≈ 12%) et humide (TH ≥ 19%) et les avons testées à trois conditions d’humidité

(TH ≈ 8%; TH ≈ 12%; TH ≥ 19%). Les attaches sont composées d’une membrure de pin gris

de 89 mm d’épaisseur et de plaques de jonctions en acier de 6,4 mm d’épaisseur, le tout

assemblé de boulons de 12,7 mm de diamètre de deux grades différents à un, deux et six

boulons; pour ce dernier, nous avons fait varier l’espacement entre les rangées et entre les

boulons. La rigidité, la résistance, la ductilité et les modes de rupture ont été étudiés et

comparés avec les normes de calcul en vigueur.

4.2 Rappel des principaux résultats

On ne voit pas d’influence de l’humidité du bois lors du montage sur la résistance de

l’attache en conditions d’humidité variables. Seule l’humidité finale semble avoir un impact

sur la capacité portante de l’attache. La norme européenne (EN 1995-1-1 Eurocode 5, 2004)

ne prend en considération que l’humidité du bois durant la vie utile, pas durant

l’assemblage. Nos tests concordent avec cette approche.

L’humidité du bois influence la rigidité de l’attache linéairement en dessous du point de

saturation de fibres où la diminution de l’humidité entraînait une augmentation de la rigidité

significative. Les attaches en condition très sèche (≈ 8%) sont environ deux fois plus rigides

que les attaches de bois vert. Il faut noter que le conditionnement du bois après l’assemblage

produit une rigidité plus élevée que dans le cas de l’assemblage du bois conditionné

précédemment.

67

L’humidité du bois lors du test a influencé clairement la ductilité de l’attache et cette

tendance est opposée à celle de la rigidité. Les attaches testées en conditions humides sont

plutôt ductiles tandis que les attaches sèches et surtout très sèches sont exceptionnellement

fragiles. Portant, cette conclusion n’est valable que pour les configurations d’attaches testées

lors de cette étude.

L’impact des différents grades de boulon ne s’est pas fait ressentir sur la capacité

maximale de résistance d’attaches en trois configurations dans deux conditions d’humidité.

Ceci n’est pas surprenant, car la résistance d’attaches dans les configurations étudiées est

contrôlée plutôt par l’arrachement ou par la portance locale du bois que par la résistance du

boulon. Pourtant, en conditions humides (« HH »), les boulons de grade 2 (plus faible) sont

plastifiés en mode G, les boulons de grade 5 (plus fort) restent droits pour produire le mode

C contrôlé par la résistance d’enfoncement du bois.

La configuration d’attache 4 avec des boulons espacés dans la même file de cinq fois le

diamètre n’a pas présenté de différence significative en résistance par rapport aux attaches

de type 3 qui ont un espacement de seulement quatre fois le diamètre, ce qui correspond aux

prédictions des normes. Cependant, on voit l’augmentation de la ductilité de ce type

d’attache surtout aux conditions humides, ce qui produit un assemblage plus sécuritaire.

La configuration d’attache 2 avec deux rangées de boulons espacés de trois fois le

diamètre est beaucoup plus faible et fragile en conditions très sèches par rapport aux attaches

3 et 4 où les rangées sont espacées 5,5 fois le diamètre. La diminution de la résistance est

prévue dans la nouvelle norme CSA-O86-09, mais pour les assemblages fabriqués de bois

humide les prédictions sont trop conservatrices.

La performance de l’attache 1 (avec deux boulons) par rapport à l’attache 2 (avec six

boulons) mérite notre attention, car selon les normes actuelles et nouvelles, il y a deux

situations de service (« HH » et « HS ») où la résistance de la première dépasse la deuxième

(voir Tableau 2.2). Nous n’avons jamais observé ce phénomène lors de nos études et notre

proposition semble être capable de rectifier cette contradiction.

68

4.3 Recommandations et travaux futurs

Nos propositions au comité technique CSA-O86 sont présentées brièvement dans la

section 3.6. Selon cette proposition, les coefficients de service humide doivent être appliqués

en fonction du type de rupture en considération : KSF pour les modes ductiles, KSv pour

l’arrachement par rangée, KSt pour la traction nette et une combinaison de KSv et KSt pour

l’arrachement par groupe. Cette proposition est bien appuyée par nos résultats

expérimentaux et par la norme NDS 2005 (AF&PA, 2005).

Pour l’avenir, il est proposé d’appliquer ces calculs aux différentes configurations

d’attaches pour vérifier le fonctionnement de la méthode. On inclura les comparaisons avec

la norme NDS (AF&PA, 2005) et avec l’Eurocode 5 (EN 1995-1-1 Eurocode 5, 2004). On

développera les procédures expérimentales pour simuler l’exposition d’assemblages aux

conditions de service plus réalistes y compris les conditions très sèches et humides.

Certains de nos échantillons étaient considérés humides selon la norme canadienne (TH

> 15%) mais parfois, nous n’avons pas vu de différence significative de résistance avec les

échantillons testés secs. La norme américaine NDS 2005 (AF&PA, 2005) considère le bois

humide lorsque la teneur en humidité dépasse 19%. Pour la norme européenne, (EN 1995-1-

1 Eurocode 5, 2004) le bois est considéré humide lorsque la teneur en humidité dépasse

20%. Les profiles d’humidité présentés à l’annexe C montrent que certaines éprouvettes ne

ce conforment pas tout à fait aux notions des normes américaines et européennes au niveau

de l’humidité. Cependant, l’exposition de nos échantillons à l’humidité a été très sévère et

on l’assume adéquate pour arriver aux conditions humides. Pourtant, on est conscient que

plusieurs cycles de séchage et d’humidification sont nécessaires pour suivre les phénomènes

de vieillissement et de détérioration des assemblages. Le phénomène du fluage doit être

étudié dans le futur ainsi que les configurations d’attaches obliques et perpendiculaires au fil

du bois.

69

Bibliographie

American Forest and Paper Association (AF&PA). (2005). National Design Specification®

for Wood Construction, 2005 Edition. ANSI/NF&PA NDS 2005. AF&PA, Washington,

D.C., USA.

American Society for Testing and Materials. (2008a). ASTM A36/A36M-08. Standard

specification for carbon structural steel. Annual book of ASTM standards. ASTM, West

Conshohocken, PA,USA.

___________.(2008b). ASTM A307-07b. Standard specification for carbon steel bolts and

studs, 60 000 psi tensile strength. Annual book of ASTM standards. ASTM, West

Conshohocken, PA, USA.

___________.(2008c). ASTM A449-07b Standard specification for hex cap screws, bolts

and studs, steel, heat treated, 120/105/90 ksi minimum tensile strength, general use. Annual

book of ASTM standards. ASTM, West Conshohocken, PA, USA.

___________.(2008d). ASTM D2395-07a. Standard test methods for specific gravity of

wood and wood-based materials. Annual book of ASTM standards. ASTM, West


___________.(2008e). ASTM D4933-99(2004). Standard guide for moisture conditioning

of wood and wood-based materials. Annual book of ASTM standards. ASTM, West


___________.(2008f). ASTM D5652-95 (2007). Standard test methods for bolted

connections in wood and wood-based products. Annual book of ASTM standards. ASTM,

West Conshohocken, PA, USA.

70

Aune, P., et M. Patton-Mallory. (1986). Lateral load-bearing capacity of nailed joints based

on the yield theory: Experimental verification. Research paper FPL 470, US Departement of

Agriculture , Forest Service, Forest Products Laboratory, Madison, WI, USA.

CEN Eurocode 5. (2005). Conception et calcul des structures en bois. partie 1-1: Règles

générales et règles pour les bâtiments. Comission européenne de normalisation (CEN).

Association canadienne des normalisation (CSA). (2007).CAN/CSA-O86-01. Règles de

calcul des charpentes en bois. CSA, Toronto,ON, Canada.

Frühwald, E., E. Serrano, T. Toratti, A. Emilsson, et S. Thelandersson. (2007). Design of

safe timber structures- How can we learn from structural failures in concrete, steel and

timber? lund Intitue of Technology, Lund University, Division of structural Engineering,

Lund, Sweden.

Hilson, B. O., L. R. Whale et I. Smith. (1990). Characteristic properties of nailed and

bolted joints under short-term lateral load. Part 5- Appraisal of current design data in

BS5268: Part 2: 1984 Structural Used of Timber. J.Ins.Wood Sci. 11(6).

ISO 6891:1983. (1983). Structures en bois -- Assemblages réalisés avec des éléments

mécaniques de fixation -- Principes généraux pour la détermination des caractéristiques de

résistance et de déformation. Organisation Internationale de Normalisation.

Johansen, K. W. (1949 ). Theory of timber connections. International Association of Bridges

and Structural Engineering, No. 9:249-262, Bern, Switzerland

Larsen, H. (1973). The yield load of bolted and nailed joints. Comptes-rendus, réunion de

l'Union internationale de la recherche en foresterie, Afrique du Sud.

Massé, D. I., J. J. Salinas et J. E. Turnbull. (1988). Lateral strength and stiffness of single

and multiple bolts in glued-laminated timber loaded parallel to grain. Centre de recherche

en ingénierie et statistique, Direction de la recherche, Agriculture Canada, Ottawa, ON.

McLain, T. E., et S. Thangjithan. (1983). Bolted wood-joint yield model. ASCE J. Struct.

Eng., ASCE, 109 (8), 1820-1835

71

Möller. (1951). T.En ny metod för beräkning av spikförband. Chalmers University of

technology, Sweden.

Quenneville, P. (2008). CSA-O86 Clause 10.4 Proposal for bolts and dowels.

Rammer, D. R., et S. G. Winistorfer. (2001). Effect of moisture content on dowel-bearing

strength. Wood and Fiber Science , 33 (1), 126-139.

Sjödin, J., et C. J. Johansson. (2007). Influence of initial moisture induced stresses in

multiple steel-to-timber dowel joints. Holz Als Roh-Und Werkstoff , 65 (1), 71-77.

Smith, I., et G. Foliente. (2001). Limite states design of dowel-fastener joints - Placement of

modification factors and partial factors, and calculation of variability in resistance.

International Council for Research and Innovation in Bulding and Construction, CIB-W18,

Venice, Italy (paper 34-17-11)

Soltis, L. A., et T. L. Wilkinson. (1987). Bolted connection design. FPL-GTR-54 US

Departement of Agriculture, Forest Service, Forest Products Laboratory, Washington, DC,

USA.

Trayer, G. W. (1932). The bearing strength of wood under bolts. Technical Bulletin No.

332, US Departement of Agriculture, Forest Service, Forest Products Laboratory,

Washington, DC, USA.

Whale, L. R., I. Smith, et H. J. Larsen. (1987). Design of nailed and bolted joints- proposals

for the revision of existing formulae in draft Eurocode V and the CIB Code.

Communication, International Concil for Bulding Research Studies and Documentation

CIB-W18. Dublin, Ireland, (paper 20-7-1)

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