Rapport d’activité – 2013 – GEMH

2

1 Présentation ______________________________________________________________________ 4

1.1 Thèmes de recherche ____________________________________________________________________ 4 1.1.1 Axe chaussée _______________________________________________________________________________ 4 1.1.2 Axe bois ___________________________________________________________________________________ 4

1.2 Personnel _____________________________________________________________________________ 4 1.2.1 Enseignants chercheurs _______________________________________________________________________ 4 1.2.2 Thèses en cours _____________________________________________________________________________ 5

1.3 Matériel ______________________________________________________________________________ 5 1.3.1 Essais matériaux ____________________________________________________________________________ 5 1.3.2 Essais structures ____________________________________________________________________________ 5 1.3.3 NDT ______________________________________________________________________________________ 6

2 Littérature ________________________________________________________________________ 7

2.1 Publications ___________________________________________________________________________ 7

2.2 Conférences internationales ______________________________________________________________ 8

2.3 Chapitres de livre _______________________________________________________________________ 8

2.4 Performances __________________________________________________________________________ 8

3 HDR et Thèses soutenues ____________________________________________________________ 9

3.1 HDR __________________________________________________________________________________ 9

3.2 Thèses ________________________________________________________________________________ 9 3.2.1 Zoa AMBASSA - 21 janvier 2013 ________________________________________________________________ 9 3.2.2 Fateh FAKHARI TEHRANI – 1

er octobre 2013 _______________________________________________________ 9

3.2.3 Fabrice Gouny -2 juillet 2013 __________________________________________________________________ 9

4 Recherches en cours _______________________________________________________________ 11

4.1 Interfaces de chaussées: de la caractérisation du comportement mécanique de l’interface à sa modélisation __________________________________________________________________________________ 11

4.1.1 Introduction et objectifs _____________________________________________________________________ 11 4.1.2 Description du dispositif expérimental et méthodologie ____________________________________________ 11 4.1.3 Analyse des champs globaux. _________________________________________________________________ 11 4.1.4 Analyse des champs locaux ___________________________________________________________________ 12 4.1.5 Confrontation de l’analyse locale avec l’analyse globale ____________________________________________ 13 4.1.6 Morphologie et rugosité de l’interface __________________________________________________________ 13 4.1.7 Conclusions et perspectives __________________________________________________________________ 14 4.1.8 Réferences ________________________________________________________________________________ 14

4.2 Effet du comportement thermo-hydrique de l’enveloppe hygroscopique sur le confort thermique de l’habitat, cas de la terre et la paille ________________________________________________________________ 15

4.2.1 Introduction_______________________________________________________________________________ 15 4.2.2 Matériel et méthode ________________________________________________________________________ 16 4.2.3 Résultats et discussion ______________________________________________________________________ 17 4.2.4 Conclusion ________________________________________________________________________________ 19 4.2.5 Références ________________________________________________________________________________ 19

4.3 Impact de l’inertie thermique-hydrique sur le confort thermique de l’habitat : cas de la pierre « Travertin » __________________________________________________________________________________ 20

4.3.1 Introduction_______________________________________________________________________________ 20 4.3.2 Matériels et Méthodes ______________________________________________________________________ 20 4.3.3 Résultats et discussion ______________________________________________________________________ 22 4.3.4 Simulation numérique ______________________________________________________________________ 25 4.3.5 Recommandations sur l’optimisation du matériau en climat chaud, subhumide pour l’assurance du confort

thermique intérieur ____________________________________________________________________________________ 26 4.3.6 Conclusions et perspectives __________________________________________________________________ 26 4.3.7 Références bibliographiques __________________________________________________________________ 26

4.4 Approches expérimentales et numériques pour l’étude des transferts hydriques dans le bois (2013) ___ 27 4.4.1 Introduction_______________________________________________________________________________ 27

3

4.4.2 Caractérisation expérimentale et théorique de la diffusion __________________________________________ 27 4.4.3 Application numérique à la méthode résistive ____________________________________________________ 29 4.4.4 Conclusion et perspectives ___________________________________________________________________ 30 4.4.5 Bibliographie ______________________________________________________________________________ 31

4.5 Suivi de la fissuration (mode I) dans le bois par Emission Acoustique : localisation des sources________ 31 4.5.1 Introduction_______________________________________________________________________________ 31 4.5.2 Protocole expérimental ______________________________________________________________________ 32 4.5.3 Résultats et Discussion ______________________________________________________________________ 34 4.5.4 Conclusion ________________________________________________________________________________ 35 4.5.5 Références ________________________________________________________________________________ 35

4.6 Etude de la diffusion sous une sollicitation de compression transversale du bois lamellé-collé (2013) __ 36 4.6.1 Introduction_______________________________________________________________________________ 36 4.6.2 Matériels et Méthodes ______________________________________________________________________ 36 4.6.3 Analyse et discussion ________________________________________________________________________ 37 4.6.4 Conclusion ________________________________________________________________________________ 38 4.6.5 References ________________________________________________________________________________ 38

5 Annexe – Plaquette laboratoire______________________________________________________ 39

5.1 Axe hygromécanique du bois_____________________________________________________________ 39 5.1.1 A l'échelle du matériau : _____________________________________________________________________ 39 5.1.2 A l'échelle de l'élément ______________________________________________________________________ 39 5.1.3 A l'échelle des structures ____________________________________________________________________ 40

5.2 Axe Chaussée _________________________________________________________________________ 40 5.2.1 Comportement des matériaux non liées- chaussées à faible trafic (F. Allou, C. Petit) ______________________ 40 5.2.2 Comportement en fatigue des matériaux et structures bitumineuses (A. Millien, C. Petit) __________________ 41 5.2.3 Diagnostic des chaussées ( B. Picoux, L. Ulmet, A. Millien, M. Takarti, C. Petit) ___________________________ 41

4

1 Présentation

En 2013, l’équipe d’Égletons est l’une des 2 équipes du laboratoire GEMH de l’université de Limoges.

1.1 Thèmes de recherche

1.1.1 Axe chaussée

L’axe chaussées initie en 2013 des actions pour mieux connaître le comportement de l’interface entre couches de chaussées. L’approche développement durable conduit à mettre en place des couches de chaussées de plus en plus minces. Les sollicitations d’origine thermo-mécaniques deviennent dès lors plus élevées aux interfaces entre couches. Ce qui conduit à des décollements plus fréquents. Or l’interface n’est que peu prise en compte dans le dimensionnement de la chaussée. Une thèse (Rahma KTARI, §4.1) démarre en septembre 2012, sur une approche couplée expérimentale et modélisatrice. Des essais, analysés à l’aide de suivi de marqueur permettent de remonter sur une éprouvette au champ de déplacement à l’interface pendant l’essai de cisaillement. Par la suite (2014) ce champ de déplacement sera confronté avec le modèle de comportement développé. D’autre part, un stage ingénieur a permis sur ce même sujet de développer un outil de mesure in situ de la résistance ultime de l’interface en cisaillement.

1.1.2 Axe bois

1.1.2.1 Modélisation hygrothermique

L’équipe (Laurent ULMET) a implanté un modèle de transfert hygro-thermique dans CASTEM. Cela permet d’étudier les transferts dans les murs d’habitation. Plusieurs applications ont été réalisées. Dalel MEDJELEKH a comparé dans le cadre de sa thèse le comportement thermo hydrique de plusieurs types d’habitation : habitations traditionnelles en terre crue (§4.2) ou en pierre (§4.3).

Le développement des structures en bois en Génie Civil demande aujourd’hui de proposer aux gestionnaires d’ouvrages des outils de diagnostic et de monitoring pour suivre l’évolution des pathologies (flèches excessives, fissures, attaques biologiques, etc.) mais également pour contrôler l’humidité interne dans les éléments. La thèse de Tuan Anh N’Guyen s’interesse au développement d’un outil de caractérisation du champ hydrique dans des sections transversales d’éléments structuraux en bois. Cette année il a présenté un travail (§4.4) couplant une approche expérimentale et une simulation numérique pour étudier l’humidification et le séchage d’une éprouvette de bois. Il a ainsi établi la base pour l'utilisation de la méthode résistive multiplexée, combinée à des simulations numériques, afin de quantifier la teneur en eau dans les éléments en bois.

1.1.2.2 Fissuration du bois

La thèse de Frédéric Lamy s’intéresse au processus de fissuration dans le bois. La création d’une fissure est un phénomène physique qui libère de l’énergie acoustique. Ce phénomène est utilisé pour suivre l’avancée de fissures dans certains matériaux. F. Lamy a présenté un travail (§4.5) portant sur l’utilisation de méthodes acoustiques pour localiser les fissures engendrée lors d’un essai mécanique de propagation de fissure sur éprouvette entaillée.

1.1.2.3 Construction bois

Damien LATHUILLIERE débute une thèse en cotutelle avec le LERMAB (Université de Lorraine) sur la diffusion des contraintes au niveau d’un appui dans une poutre en lamellé collé. C’est la prise en compte de ce phénomène dans l’Eurocode 5 qui est l’objet de cette thèse. Cette année il a présenté une étude expérimentale (§4.6) où des poutres de hauteur différentes et sur des longueurs d’appui différentes. Le champs de déplacement a été identifié par corrélation d’image et une simulation Castem permet de remonter aux contraintes.

1.2 Personnel

1.2.1 Enseignants chercheurs

Christophe PETIT (HDR) Chaussées (Directeur de l’équipe)

Frédéric DUBOIS (HDR) Structures bois

Ion Octavian POP (HDR) CND – Méthodes optiques

Fazia FOUCHAL Maçonnerie – Comportement des interfaces

Fatima ALLOU (HDR) Modélisation matériaux chaussées

5

Sylvie YOTTE (HDR) Maçonneries

Anne MILIEN Comportement matériaux de chaussées

Laurent ULMET Modélisation hygro-therrmique

Nicolas ANGELLIER CND méthode électrique

Mokhfi TAKARLI CND ultra sons

Philippe REYNAUD Contact pneu chaussée

Benoît PICOUX Modélisation viscoélasticité

Nicolas SAUVAT Transfert de technologie bois

Claude CHAZAL Modélisation viscoélasticité

1.2.2 Thèses en cours

Nom Titre thèse Situation au 1er

septembre 2012

Directeur de thèse

KTARI Rahma

Mécanismes et modélisations de dégradation et

décollement des interfaces de couches de

chaussées

<1 an Christophe Petit, Anne

Millien

LAMY Frédéric Analyse du processus de fissuration dans le bois

sous sollicitations mécanique et climatique.

<1 an Fréderic DUBOIS

MEDJELEKH Dalel

Caractérisation multi-échelles du comportement

thermo hydrique des enveloppes hygroscopiques

1 an Frédéric Dubois,

Laurent Ulmet.

NGUYEN Tuan Anh Approches expérimentales et numériques pour

l'étude des transferts hygrothermiques dans le bois.

1 an Frédéric Dubois,

Laurent Ulmet, Nicolas

Angellier.

TAUTOU Rémi

Effets de la viscoélasticité des matériaux

bitumineux dans la modélisation dynamique

d'une chaussée souple

1 an Christophe Petit, Benoit

Picoux.

LATHUILLIERE Damien Renforcement de la compression transversale du

bois lamellé-collé

<1 an Fréderic DUBOIS (co

encadrement L. Bléron, J.F. Bocquet)

FAKHARI TEHRANI Fateh Modélisation numérique hétérogène des

composites bitumineux : évaluation des

caractéristiques mécaniques par une approche

multi-échelle

3 ans Christophe Petit, Joseph

Absi.

AMBASSA Zoa Endommagement des chaussées bitumineuses sous

chargements complexes

3 ans Christophe Petit,

Fatima Allou (co

encadrement Robert

Medjo Eko)

GOUNY Fabrice Nouveau système constructif multimatériaux

bois/liant géopolymérique/brique de terre crue :

formulation, caractérisation et transfert d’échelle

3 ans Fazia FOUCHAL (Co

encadrement Sylvie

Rossignol)

BELRHITI Younes Étude du comportement mécanique non-linéaire en

utilisant la méthode de corrélation d'images

1 an Ion Octavian POP (co

encadrement Marc

Huger, Thierry Chotard)

1.3 Matériel

1.3.1 Essais matériaux

Presses mécaniques axial-torsion avec enceintes thermo-hydriques Essai Triaxial Essai de flexion 4 points Déflectomètre à masse tombante (FWD) Dispositif de mesure de surface spécifique (BET)

1.3.2 Essais structures

Étuves en atmosphère contrôlée

6

1.3.3 NDT

Dispositif d’émission acoustique Dispositif de mesure de module d’Young par échographie ultrasonore haute température Moyens de caractérisation ultrasonore

7

2 Littérature

2.1 Publications

Méité, M., Pop, O., Dubois, F., & Absi, J. (2013). Characterization of mixed-mode fracture based on a complementary analysis by means of full-field optical and finite element approaches. International Journal of Fracture, 180(1), 41-52.

Fournely, E., Pitti, R. M., Bouchair, A., & Dubois, F.

(2013). Experimental Analysis of Semi-rigidity Joint in the Standardized Timber Beam. In Experimental and Applied Mechanics, Volume 4 (pp. 357-366). Springer New York.

N'Guyen, T. A., Angellier, N., Caré, S., Ulmet, L., &

Dubois, F. (2013). Approaches to the Moisture Content Monitoring Intimber Elements: Development of a Resistive Method. Advanced Materials Research, 778, 335-341.

Moutou Pitti R.., Dubois, F., Sauvat, N., & Fournely,

E. (2013). Strain analysis in dried green wood: Experimentation and modelling approaches. Engineering Fracture Mechanics, 105, 182-199.

Pitti, R. M., Dubois, F., & Fournely, E. (2013).

Experimental Results of Green Wood Slice Under Natural Drying. In Experimental and Applied Mechanics, Volume 4 (pp. 371-378). Springer New York.

Pop, O., Dubois, F., & Absi, J. (2013). J-integral

evaluation in cracked wood specimen using the mark tracking method. Wood Science and Technology, 47(2), 257-267.

POP, O., ISPAS, M., REYNAUD, P., & DUBOIS, F.

(2013, December). STUDY OF MECHANICAL BEHAVIOUR OF FINGER JOINTS USING THE OPTICAL FULL-FIELD METHOD. In Pro Ligno (Vol. 9, No. 4, pp. 568-575). Editura Universitatii" Transilvania" din Brasov.

Pop, O., Dubois, F., Méité, M., & Absi, J. (2013).

Characterization of Wood Fracture Using Optical Full Field Methods. Advanced Materials Research, 778, 440-447.

AMBASSA, Z., ALLOU, F., Petit, C., & MEDJO EKO, R.

(2013). Evaluation de l'agressivité du trafic sur des chaussées bitumineuses en carrefour giratoire. Bulletin des laboratoires des ponts et chaussées, (280-81), 171-188.

Tehrani, F. F., Allou, F., Absi, J., & Petit, C. (2013).

Investigation on Mechanical Properties of Bituminous

Materials through 2D/3D Finite Element Numerical Simulations. In Multi-Scale Modeling and Characterization of Infrastructure Materials (pp. 79-87). Springer Netherlands.

Li, A., Buyle-Bodin, F., Delmas, Y., Dontchev, D., &

Petit, C. (2013). Concrete and Structure with Recycled Aggregate. Advances in Materials Science and Engineering, 2013.

Canestrari, F., Ferrotti, G., Lu, X., Millien, A., Partl, M.

N., Petit, C., ... & Raab, C. (2013). Mechanical testing of interlayer bonding in asphalt pavements. In Advances in Interlaboratory Testing and Evaluation of Bituminous Materials (pp. 303-360). Springer Netherlands.

Ambassa, Z., Allou, F., Petit, C., & Eko, R. M. (2013).

Fatigue life prediction of an asphalt pavement subjected to multiple axle loadings with viscoelastic FEM. Construction and Building Materials, 43, 443-452.

Gouny, F., Fouchal, F., Pop, O., Maillard, P., &

Rossignol, S. (2013). Mechanical behavior of an assembly of wood–geopolymer–earth bricks. Construction and Building Materials, 38, 110-118.

Sérifou, M., Sbartaï, Z. M., Yotte, S., Boffoué, M. O.,

Emeruwa, E., & Bos, F. (2013). A Study of Concrete Made with Fine and Coarse Aggregates Recycled from Fresh Concrete Waste. Journal of Construction Engineering, 2013.

Pitti, R. M., Chazal, C., Labesse-Jied, F., & Lapusta, Y.

(2013). Stress Intensity Factors for Viscoelastic Axisymmetric Problems Applied to Wood. In Experimental and Applied Mechanics, Volume 4 (pp. 89-96). Springer New York.

N'Guyen, T.A., Angellier, N., Caré, S., Ulmet, L.,

Dubois, F. , Approaches to the moisture content monitoring in timber elements: Development of a resistive method, ,2013 ,Advanced Materials Research , 778, pp. 335-341

Gouny, F., Fouchal, F., Maillard, P., & Rossignol, S.

(2013). New mortar for clay masonry structures, Advances Material Research. 705, pp. 3-8.

Dubé, J.F., Angellier, N. (2013) Using of tensegrity

grid dynamic behavior to identify its self-stress level , Journal of Constructional Steel Research, 90, pp. 133-139

Angellier, N., Dubé, J.F., Quirant, J., Crosnier, B.,

(2013) Behavior of a double-layer tensegrity grid under static loading: Identification of self-stress level, Journal

8

of Structural Engineering (United States), 139 (6), pp. 1075-1081

Sérifou, M., Sbartaï, Z. M., Yotte, S., Boffoué, M. O.,

Emeruwa, E., & Bos, F. (2013). A Study of Concrete Made with Fine and Coarse Aggregates Recycled from Fresh Concrete Waste. Journal of Construction Engineering, 2013.

2.2 Conférences internationales

Fournely E., R. Moutou Pitti, A. Bouchair, F. Dubois, Experimental Analysis of Semi-rigidity Joint in the Standardized Timber Beam, Experimental and Applied Mechanics, Volume 4, Conference Proceedings of the Society for Experimental Mechanics Series Volume 34, 2013, pp 357-366.

Moutou Pitti R., F. Dubois, E. Fournely, Experimental

Results of Green Wood Slice Under Natural Drying, Experimental and Applied Mechanics, Volume 4, Conference Proceedings of the Society for Experimental Mechanics Series Volume 34, 2013, pp 371-378

Moutou Pitti R., F. Dubois, E. Fournely, B.

Mbangagoye, Fracture process under moisture content variation in timber structures, Research and Applications in Structural Engineering, Mechanics and Computation, pp.1839-1843, 2013.

Pop O., F. Dubois, M. Méité, J. Absi, Characterization

of wood fracture using optical full field methods, 2nd International Conference on Structural Health Assessment of Timber Structures, 778, pp. 440-447, 2013

N'Guyen T. A., N. Angellier, S. Caré, L. Ulmet, F.

Dubois, Approaches to the moisture content monitoring in timber elements: Development of a resistive method, 2nd International Conference on Structural Health Assessment of Timber Structures, 778, pp. 335-341, 2013

Lamy Frédéric, TAKARL I M, DUBOIS F, Acoustic

Emission Technique (AET) for Failure Analysis in wood materials , 2013, ICF13 gruppofrattura.it

Lamy F, Dubois F, Pop O, Fracture Behavior in

Timber Element Under Climatic Variations, 2013, ICF13,gruppofrattura.it

2.3 Chapitres de livre

Francesco Canestrari, Gilda Ferrotti, Xiaohu Lu, Anne Millien, Manfred N. Partl, Christophe Petit, Annabelle Phelipot-Mardelé, Herald Piber, Christiane Raab -

« Mechanical Testing of Interlayer Bonding in Asphalt Pavements » in Advances in Interlaboratory Testing and Evaluation of Bituminous Materials - State-of-the-Art Report of the RILEM Technical Committee 206-ATB - Editors: Manfred N. Partl, Hussain U. Bahia, Francesco Canestrari, Chantal de la Roche, Hervé Di Benedetto, Herald Piber, Dariusz Sybilski - ISBN: 978-94-007-5103-3 (Print) 978-94-007-5104-0 (Online)

2.4 Performances

La performance est déclinée suivant plusieurs items : thèses en cours et soutenues, nombre de publications

9

3 HDR et Thèses soutenues

3.1 HDR

Ion Octavian POP le 10 juin 2013 Caractérisation du comportement en fissuration des

milieux isotropes et orthotropes par couplage méthodes optiques – éléments finis

Commission d’examen :

Fabrice BREMAND, Professeur des Universités, Université de Poitiers Rapporteur Dan Mihai CONSTANTINESCU, Professeur des Universités, Université de Bucarest, Rapporteur Stéphane MOREL, Professeur des Universités, Université de Bordeaux, Rapporteur Liviu MARSAVINA, Professeur des Universités, Université de Timisoara, Examinateur Valéry VALLE, Professeur des Universités, Université de Poitiers, Examinateur Frédéric DUBOIS, Professeur des Universités, Université de Limoges, Chargé du suivi en HDR

3.2 Thèses

3.2.1 Zoa AMBASSA - 21 janvier 2013

Vers la modélisation du comportement à la fatigue

des chaussées bitumineuses routières sous chargement réel

Towards the modeling of fatigue behaviour of bituminous pavements submitted by the real loadings

Thèse de doctorat dirigée par Christophe PETIT,

Fatima ALLOU et Robert MEDJO EKO soutenue le Ce travail s’inscrit dans le cadre d’une meilleure

évaluation des effets des charges réelles sur la durabilité des chaussées bitumineuses. Cette thèse propose une démarche originale pour l’amélioration de l’évaluation de l’agressivité sur des chaussées bitumineuses, de nouveaux types de poids lourds dont la configuration d’essieux n’est pas aujourd’hui prise en compte dans les règlements. Elle associe une approche numérique et une approche opérationnelle. L’approche « numérique » repose sur une analyse des signaux de déformations horizontales subis au passage des configurations du trafic sur trois structures de chaussée du plan expérimental, tirées du catalogue des structures neuves (LCPC-SETRA, 1998). A cette fin, la réponse de ces chaussées à comportement viscoélastique est évaluée par une modélisation numérique 3D à charge roulante. Afin de s’assurer de la fiabilité de la méthode utilisée, les signaux numériques de déformations sont d’abord

comparés et validés par des signaux de déformations issus d’une chaussée expérimentale, instrumentée et testée sur le manège de fatigue de l’IFSTTAR Nantes. Les signaux numériques issus de modélisations sont ensuite analysés en fonction des variables de chargement (vitesse des véhicules, température des matériaux bitumineux, configuration de la charge, distance inter-essieux, modèle de chargement, temps de repos entre les essieux, rigidité des matériaux, charges en giratoire). D’autres aspects tels que la contrainte de cisaillement d’interface BBSG-GB3 et l’énergie dissipée sur un cycle de chargement sont également analysés. A partir de ces signaux numériques, les durées de vie en fatigue des structures de chaussée du plan expérimental sont évaluées en fonction des paramètres influents. Les agressivités du trafic sont alors déterminées à partir de ces durées de vie en fatigue en section courante et giratoire (approche « opérationnelle »). Les résultats obtenus sont prometteurs et seront sans doute exploités et utilisés par toute la communauté « routière ».

3.2.2 Fateh FAKHARI TEHRANI – 1er octobre 2013

Modélisation numérique hétérogène des composites

bitumineux : évaluation des caractéristiques mécaniques par une approche multi-échelle

3.2.3 Fabrice Gouny -2 juillet 2013

Nouveau système constructif multimatériaux

bois/liant géopolymérique/brique de terre crue : formulation, caractérisation et transfert d’échelle

Rapporteurs :

Jean-François DESTREBECQ, Professeur des Universités, Université de Clermont-Ferrand Guillaume RENAUDIN, Maître de Conférences (HDR), ENSCCF, Clermont-Ferrand

Examinateurs : Jean-Emmanuel AUBERT, Maître de Conférences (HDR), Université P.S. de Toulouse Patrick DUDOIGNON, Professeur des Universités, Université de Poitiers Emmanuel FERRIER, Professeur des Universités, Université de Lyon Fazia FOUCHAL, Maître de Conférences, Université de Limoges Sylvie ROSSIGNOL, Professeur des Universités, ENSCI, Limoges (Directrice)

Invités : Marie-Anne BRUNEAUX, Responsable service cérami-que, CTMNC, Paris

10

Pascal MAILLARD, Responsable projet R&D, CTMNC, Limoges Elodie PRUD’HOMME, Maître de Conférences, INSA, Lyon Amir SILARBI, Maître de Conférences (HDR), Université de Lyon

Ce travail est basé sur la mise en application d’un liant géopolymérique dans le développement d’un système constructif composite composé de bois et de briques de terre crue. Pour cela une étude à plusieurs échelles a été réalisée et a été focalisée sur la réalisation d’un matériau composite et sur l’évaluation depuis les matières premières jusqu’à l’échelle du mur. La caractérisation des propriétés intrinsèques des matériaux (brique de terre crue, liant géopolymérique poreux et bois) a tout d’abord été entreprise avant l’évaluation mécanique d’un assemblage des trois matériaux. La compréhension des interactions aux interfaces entre le liant et les matériaux, constituant le cœur de l’étude, a été menée par spectroscopie de résonance magnétique nucléaire (RMN) et infrarouge (IRTF). Ceci a notamment permis de proposer un modèle d’adhésion entre les matériaux. Les mécanismes de formation du liant géopolymérique ont également été examinés, en considérant l’apport d’espèces siliceuses de différentes natures au sein du mélange réactionnel. Enfin un mur a été construit et testé en double enceinte climatique dans le but d’évaluer ses performances de régulation hydrique.

Mots clefs : géopolymère, brique de terre crue, interface, spectroscopie infrarouge et RMN, propriété hydrique, propriété mécanique, isotherme de sorption, essais sur mur, double enceinte climatique, transfert d’échelle.

11

4 Recherches en cours

4.1 Interfaces de chaussées: de la caractérisation du comportement mécanique de l’interface à sa modélisation

KTARI, Rahma; LEANDRY, Ismaelle; MILLIEN, Anne; FOUCHAL, Fazia; POP, Octavian; PHAN, Vo Tu Phong; PETIT, Christophe

4.1.1 Introduction et objectifs

En construction routière, les composites multi-couches, qui constituent une structure de chaussée, sont soumis à des sollicitations combinées de trafic et d’actions environnementales. Dans le cadre du développement durable, les travaux de réparation ou de renforcement ainsi que les solutions proposées en travaux neufs ont actuellement recours à des matériaux bitumineux pour couches de surface ou d’assise à caractéristiques mécaniques optimisées et donc de plus en plus minces. Cette stratégie induit une augmentation des sollicitations thermo-mécaniques au niveau des interfaces du multicouche, principalement entre couches traitées au liant hydrocarboné ou hydraulique. Des pathologies associées au décollement sont observées, alors qu’un collage par interposition d’une couche d’accrochage en émulsion de bitume a té rendu obligatoire. La prise en compte des conditions d’interface reste également un point faible de la méthode de dimensionnement, qui ne considère d’un collage ou un glissement parfait. Les études internationales portent principalement sur les performances mécaniques en traction ou en cisaillement de complexes bicouches, sous sollicitations monotones ou de fatigue [1, 2, 3, 4, 5]. Les résultats obtenus montrent une forte dépendance aux niveaux de sollicitations, au dosage résiduel de la couche d’accrochage et aux conditions de mise en œuvre sur chantier. Par ailleurs, la modélisation du comportement mécanique des interfaces dans les structures de chaussées est peu abordée dans la littérature. Les modèles proposés sont essentiellement basés sur des lois locales élasto-plastiques [6, 7, 8] de type Mohr-Coulomb. Notre contribution dans ce contexte porte sur la faisabilité d’une approche locale, basée sur les techniques d’analyse d’images et permettant d’identifier des paramètres de modélisation de type variables d’endommagement locales et profil de rugosité.

4.1.2 Description du dispositif expérimental et méthodologie

Le matériau testé est issu d’une planche expérimentale, réalisée dans le contexte du projet

RILEM ATB. Il s’agit d’un complexe bicouche, composé de deux couches d’enrobé bitumineux de type EB 12,5 roulement/liaison 70/100, selon la norme NF EN 13108-1, séparées par une couche d’accrochage en émulsion cationique modifiée par SBS et dosée à 210 g/m² en bitume résiduel. Des essais de traction simple ont été réalisés des éprouvettes parallélépipédiques, dont la géométrie est précisée figure 1, Afin d’assurer les liaisons entre éprouvette et machine, des casques métalliques ont été préalablement collés sur l’éprouvette (figure 1). Ces casques sont reliés, par liaison vissée, aux axes de la machine d’essai (presse électromécanique Zwick, contrôlée en vitesse de déplacement imposée de 0,5 mm/min.). En phase de faisabilité, la vitesse d’acquisition des données mécaniques et des images est de l’ordre d’une mesure par seconde. La température est celle du local (soit environ 22°C).

Figure 1 Machine d’essai, géométrie des éprouvettes,

préparation des surfaces pour analyse d’images

4.1.3 Analyse des champs globaux.

Les champs globaux sont obtenus par analyses de suivis de marqueurs, avec le logiciels DEFTAC développé par l’axe PEM du Département GMSC de l’Institut P’ de Poitiers et corrélation d’images, avec le logiciel CORRELA développé par l’axe PEM du Département GMSC de l’Institut P’ de Poitiers [9]. Pour le suivi de marqueurs, des taches blanches ont été placés sur les casques de part et d’autre de l’éprouvette (figure 2). Le principe de la mesure consiste à repérer ces marqueurs dans l’image

12

par calcul du centre géométrique pondéré par l’intensité lumineuse. Les positions des barycentres des marqueurs au cours de l’essai permettent d’obtenir la variation globale de longueur ΔUy Le rapport entre ΔUy et la hauteur initiale de l’éprouvette est définie comme la déformation globale εyy conventionnelle.

Figure 2 : Champs globaux a) Zone d’étude (référentiel, marqueurs et grille de corrélation) b) Courbe contrainte déformation globale

La corrélation d’images consiste à mettre en

correspondance deux images de la vue de la surface plane de l’éprouvette, à deux états mécaniques distincts ; le premier est dit de référence et le deuxième est dit déformé.

La mesure du déplacement consiste à retrouver le déplacement nécessaire pour que le motif de l’état de référence se superpose avec celui de l’état déformée [9].

Le motif correspond soit à la texture naturelle de l’échantillon soit à un motif artificiel (projection de peinture). Dans notre cas, la surface de l’éprouvette n’étant pas suffisamment texturée, un mouchetis de peinture blanc sur noir a été projeté sur la surface de l’éprouvette. L’étude par corrélation a réalisée avec un grandissement = 0.202 mm/pixel et avec des fenêtres de corrélation de 32x32 pixels (avec un décalage de 8 pixels). Deux champs sont présentés figure 3 : La contrainte maximale étant obtenue à l’image 41, le premier champ (a) correspond à la partie linéaire initiale de la courbe contrainte-déformation globale et permet

de visualiser l’hétérogénéité du matériau, le second (b) est post-pic et met en évidence la localisation des déformations à l’interphase.

Figure 3 : Champs globaux de déformation yy a) image 13 b) image 60

4.1.4 Analyse des champs locaux

Pour l’obtention des champs locaux, une étude spécifique des champs cinématiques est effectuée sur une zone d’étude réduite de 90 x 13 mm² (figure 4a)

0 10 20 30 40 50 60 70

0

10

20

30

40

50

60

-0.0016

-0.0012

-0.0008

-0.0004

0

0.0004

0.0008

0.0012

0.0016

0.002

0.0024

0 10 20 30 40 50 60 70

0

10

20

30

40

50

60

-0.002

0

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01

0.012

0.014

0.016

a b

13

Figure 4 a) Référentiel et nomenclature de l’éprouvette à l’échelle locale b) Courbe contrainte déformation locale

Des profils d’évolution du déplacement Uy en fonction de la position selon y sont tracés pour chaque image, dans la zone de corrélation analysée. Différents profils (droite, milieu, gauche, moyenne sur une bande centrale) sont définis. Un exemple de résultats obtenus est présenté figure 5, pour le profil milieu. Ces profils, sont utilisés pour évaluer la déformation locale au niveau de l’interphase (ou, pour une modélisation de type joint, le saut de déplacement [Uy]) ainsi que l’épaisseur de cette zone. La déformation locale a été définie comme le coefficient directeur du segment médian de chaque profil au cours de l’essai. La dispersion observée de la déformation locale pour différents profils au voisinage de l’interface/interphase en fonction de la déformation globale de l’éprouvette (figure 4b) est un indicateur de l’effet de la rugosité ainsi que de l’hétérogénéité du matériau.

Figure 5 Localisation de l'interface au cours de l'essai

4.1.5 Confrontation de l’analyse locale avec l’analyse globale

La superposition des courbes déformation globale et déformations locales (figure 6) permet de visualiser la différence de comportement de l’éprouvette totale (données usuelles) et de l’interface (données par DIC). L’amorçage semble être très précoce. Dans le cadre

d’une modélisation de type RCCM [10, 11], la variable

d’intensité d’adhérence introduite par Frémond [12] peut être identifiée expérimentalement à partir de la raideur sécante de la courbe contrainte – déformation (figure 7).

Figure 6 a) Superposition des courbes de comportement global et local - b) Zoom sur la localisation de l'interface

Figure 7 Évolution de l’intensité d’adhérence de l’interface au cours de l’essai

4.1.6 Morphologie et rugosité de l’interface

Le principe de la projection de franges est le même que celui du moiré d’ombre qui permet de visualiser et d’obtenir directement le relief de la surface de l’objet étudié. Pour cette étude, un volume de référence a été utilisé à la place du plan de référence pour plus de précision [13]. Ces images sont enregistrées sous un autre angle de vue à l’aide d’une caméra CCD. Les franges de moiré ne sont pas directement observées car

14

la superposition se fait numériquement et les images sont analysées séparément. L’analyse de ces images permet de récupérer la phase du réseau projetée sur l’objet. Bien que la surface à analyser ne présente pas de forte discontinuité, une méthode de décalage de phase mettant en œuvre une analyse spectrale utilisant une transformée de Fourrier a été utilisée. Le logiciel utilisé est Light3D, toujours développé par l’axe PEM du Département GMSC de l’Institut P’ de Poitiers.

Figure 8 a) Echantillon avant rupture - b) Profil de rugosité de l’interface à l’état initial

Pour effectuer la mesure, la surface d’étude doit être préparée : une projection de peinture blanche a été réalisée (figure 8a). Le profil de rugosité d’une zone surface de l’échantillon à l’état initial est présenté sur la figure 8b. Un profil de rugosité est présenté figure 9. L’objectif visé est de pouvoir introduire des paramètres de rugosité voire des profils types dans une modélisation.

Figure 9 Profil de rugosité de surface de l’échantillon à l’état initial

L’analyse de la rugosité de cette surface se fait par le

calcul de paramètres de type Ra et Rq correspondant respectivement à l’écart moyen arithmétique et à l’écart moyen géométrique par rapport à la ligne moyenne de rugosité [14, 15, 16]. Ces indicateurs sont issus de la Norme ISO 4288 (1996). Pour cet échantillon, les résultats statistiques partiels sont donnés dans le tableau ci-dessous. On peut remarquer une augmentation globale des rugosités moyennes, en post-rupture, liée à des arrachements de grains.

Tableau 1 Rugosités moyennes sur la zone d’étude

A l’état

initial Post rupture

Ra [mm] 0.32 0.50

Rq [mm] 0.44 0.67

4.1.7 Conclusions et perspectives

Cette étude de faisabilité confirme les possibilités d’identification des paramètres de comportement local d’interphases ou d’interfaces entre enrobés bitumineux, ainsi que de profil type de rugosité. La largeur de bande reste à analyser plus finement, elle dépendra de la macrostructure ainsi que des rugosités. L’objectif est de disposer de paramètres nécessaires à la construction de modèles réalistes du comportement de l’interface. Des essais complémentaires, en traction directe et en double cisaillement, sont en cours, ils doivent permettre d’enrichir la base de données de modélisations (adhésion et frottement avec prise en compte de l’influence de la température et de la vitesse de sollicitation, compte tenu de la viscoélasticité des matériaux). Dans le cadre d’interfaces de chaussées, il s’agit également d’élargir la modélisation aux sollicitations de fatigue.

4.1.8 Réferences

[1] Diakhaté M., Fatigue et comportement des couches d’accrochage dans la structure de chaussée, Thèse de doctorat, Université de Limoges, 2007.

[2] Diakhate M., Millien A., Petit C., Phelipot-Mardelé A., Pouteau B., Experimental investigation of tack coat fatigue performance: towards improved lifetime assessment of interfaces in pavement structures, Construction and Buildings, 25, (2), 2011, p. 1123-1133,

[3] Pouteau B., Durabilité mécanique du collage blanc sur noir dans les chaussées, Thèse de doctorat, Ecole Centrale et Université de Nantes, décembre 2004.

[4] Piber H., Canestrari F., Ferrotti G., Lu X., Millien A., Partl M.N., Phelipot-Mardelé A., Raab C., Mechanical Testing of Bituminous Pavements – Part 2 Interlayer bonding in asphalt pavements, in Advances in Interlaboratory Testing and Evaluation of Bituminous Materials, State-of-the-Art Report of the RILEM Technical Committee 206-ATB, Springer, Partl, M.N.; Bahia, H.U.; Canestrari, F.; De la Roche, C.; Di Benedetto, H.; Piber, H.; Sybilski, D. (Eds.), 453 p., 2013..

[5] Hun M., Influence de l’eau sur le décollement d’une interface par flexion d’une bicouche de chaussée urbaine, Thèse de doctorat, Université de Nantes, 2012.

[6] Romanoschi S., Metcalf J., Characterization of

Asphalt Concrete Layer Interfaces, Transportation

Research Record, 1778, (1), p. 132-139, 2001. [7] Kim H., Arraigada M., Raab C., and Partl M.,

Numerical and Experimental Analysis for the Interlayer Behavior of Double-Layered Asphalt Pavement Specimens. J. Mater. Civ. Eng. 23, Special issue: Multiscale and Micromechanical Modeling of Asphalt Mixes, p. 12–20, 2011

[8] Ozer H., Al-Qadi I.L., Leng Z. , Fracture-Based Friction Model for Pavement Interface Characterization ,

15

Transportation Research Record , 2057, (1), p. 54-63,

2008 [9] Brémand F., Cottron M., Doumalin P., Dupré J.C.,

Germaneau A., Valle V., Mesures en mécanique par méthodes optiques, Techniques de l’Ingénieur, juin 2011.

[10] Monerie Y., Raous M., A model coupling adhesion to friction for the interaction between a crack and a fiber/matrix interface, Z.A.M.M., 205-209, 2000.

[11] Raous M., Interface models coupling adhesion and friction, C.R. Mécanique, 333, (7-8), p. 491–501, 2011.

[12] Frémond M., Adhérence des solides, J. Méc. Théor. Appl., 6, 383-407, 1987

[13] Léandry I., Brèque C., Valle V. Calibration of a structured-light projection system: Development to large dimension objects, Optics and Lasers in Engineering, 50, 3, 373-379, 2012.

[14] Santos P., Julio E.., A state-of-art review on roughness quantification methods for concrete surfaces, Construction and Building Materials, 38, p. 912 – 923, 2013.

[15] Ech M., Yotte S., Morel S.,. Breysse D., Pouteau B., Qualification of wearing course material surface evolution after durability test, Construction and Building Materials, 35, 313–320, 2012

[16] Raposeiras A.C., Vega-Zamanillo A., Calzada-Pérez M.A., Castro-Fresno D., Influence of surface macro-texture and binder dosage on the adhesion between bituminous pavement layers, Construction and Building Materials, 28, (1), p. 187-192, 2012.

4.2 Effet du comportement thermo-hydrique de l’enveloppe hygroscopique sur le confort thermique de l’habitat, cas de la terre et la paille

Dalel MEDJELEKH, Laurent ULMET, Frédéric DUBOIS

4.2.1 Introduction

Les ksours et les kasbas de Taghit, de Timimoun, ou d’Adrar dans le sud ouest algérien, ou celles des vallées du Drâa et du Dades dans le Sud marocain ont confirmé un engagement durable en faveur d’une renaissance de la construction en terre crue pour l’habitat, et de la conservation des patrimoines architecturaux. Mais, laissées à l’abandon, ces majestueuses forteresses de terre rouge ou ocre sont menacées par les intempéries et tombent en ruine, au risque de disparaître à jamais du paysage et du patrimoine mondial. L’achitecture en terre a parcouru tous les continents de la terre : au Nigeria avec les fameuses architectures en brique tubalis (conique), également au sud de l’Iran et de l’Iraq avec la tradition des Baghdir (capteurs à vent ) qui rehaussent les habitats en terre des plaines cotières, ou encore les immeubles dressés sur plusieurs étages avec leurs murs

colorés en briques de terre au Yémen, ou enfin en Chine avec sa muraille dont plusieurs tronçons sont en terre damée retenue par des parements en pierre, sans oublier son fameux habitat trolodytique en terre. D’ailleurs la terre crue n’est pas limitée aux zones de climat chaud et sec : on en trouve au nord de l’Europe, dans les pays de l’Est, dans le sud de l’Angleterre ou bien d’autres régions connues par leurs précipitations.

Aujourd’hui, des soucis environnementaux nous amènent à porter un regard nouveau sur ce type d’architecture qui abrite encore entre la moitié et les deux tiers de la population du globe [1]. Le matériau terre est un matériau durable : il est disponible in situ, écologique et d’une remarquable souplesse de mise en œuvre, recyclable et respectueux de l’environnement. C’est tout simplement un matériau de confort hygrothermique à cause de sa forte inertie thermique et de sa bonne régulation de l’humidité. Il est souvent associé au bois et aux végétaux comme la paille.

Des études sur les caractéristiques thermo-physiques et hygroscopiques sous l’optique du critère de performance du matériau « terre » dans l’isolation thermique ont été élaborées sous différents climats. Les briques de terre stabilisées avec incorporation de sciure de bois ont montré les meilleurs résultats, comparées aux briques de terre stabilisées avec la pouzzolane ou aux briques de terre comprimée sous le climat chaud du Cameroun. Les briques de terre stabilisées avec la sciure de bois ont aussi offert une meilleure amélioration de la résistance à la compression, puisque la présence de petites fibres de bois renforce les propriétés mécaniques des briques obtenues [2].

L’adjonction de morceaux de bois étanche aux murs de terre a permet d’atteindre des performances compatibles avec la règlementation thermique courante de l’Angleterre [3].

D’autre part dans le but de promouvoir un habitat adapté au climat aride et semi aride du sud algérien, une simulation a été menée avec le logiciel TRNsys sur trois maisons : traditionnelle (en terre), moderne (en parpaing creux) et un prototype bioclimatique (en parpaing plein de béton sur trois cotés : est, ouest et nord et en pierre tendre, coté sud). Les résultats dévoilent que la maison traditionnelle (en terre) reste de loin la plus efficace pour pallier le problème de surchauffe, ce qui prouve que l’inertie thermique-hydrique de ce matériau joue un grand rôle en été [4].

La sensibilité du matériau terre à l’eau est un inconvénient qui a aussi suscité des études : quatre murs d'essai en terre stabilisée ont été testés à l’aide d’une chambre climatique pour évaluer des phénomènes tels que la pénétration d’eau d’aspersion sous l’effet de gradient de pression statique, la migration par diffusion et la condensation interne/interstitielle. Les résultats ont montré qu’aucune augmentation significative de l'humidité relative ou contenu d’eau liquide à l'intérieur

16

des murs n’a été détectée. Cette observation s'est appliquée sous toute une gamme de différentiels de température et des niveaux élevés d'humidité indiquant un risque négligeable de condensation interne ou interstitielle [5].

Pour ce qui est de l’effet des matériaux locaux sur la consommation énergétique, une modélisation avec TRNsys sous le climat chaud tropical sec de Ouagadougou a prouvé que le mélange d'argile-paille réduit la charge de climatisation d'environ 8% comparé aux maisons de murs en argile [6].

Enfin, la terre est en effet le matériau original et méconnu, et pour nous sûrement le plus stratégique. D’après les principes de l’architecture bioclimatique, les effets des matériaux locaux adaptés aux climats de leurs régions peuvent aider les architectes et concepteurs à combiner la sensation du confort thermique à une demande en énergie réduite. Pour cela une étude de cas sur une maison située à « Barika » au sud-est algérien sous un climat chaud et aride a été établie pour mettre en évidence le comportement thermo-hydrique de son enveloppe hygroscopique construite en terre et paille.

4.2.2 Matériel et méthode

Présentation de cas d’étude : la maison La maison choisie pour l’étude s’insère dans un

contexte subsaharien, caractérisé par la rareté de la végétation et l’absence de source d’eau (Figure 1). Il s’agit d’auto-construction avec l’utilisation de la terre, matériau prélevé sur site et mélangé à la paille. Edifiée en 1960 avec de moyens très simples par le propriétaire, selon le principe qui énonce que « celui qui bâtit sa maison se construit lui-même », c’est une maison introvertie, ouverte sur une cour intérieure (Figs 2, 3).

Figure 1 : Situation de la maison

Figure 2 : Façade d’entrée, et vue sur la cour

Figure 3 : Détails de toiture et paroi externe, «présence de paille»

Monitoring Une série de monitoring sur une durée de 15 mois a

été menée sur la maison. Des relevés de température et d’humidité relative ont été effectués toutes les quinze minutes dans deux pièces ouvrant sur une cour : à savoir, le séjour (orientation S-E) et la chambre 2 (orientation N-O), (Figure 4), avec l’utilisation de deux capteurs « Log Tag ». Un troisième capteur a été placé sous abri au niveau de la façade S-E pour le prélèvement des conditions climatiques extérieures. On présente, dans ce papier, uniquement les résultats du séjour (S-E) en période estivale.

Chambre

d'invités

Cuisine

Cour 1

CuisineChambre 2

SéjourChambre 1

Etable

W.C1

N

0 321

Points de

mesure

Voisin

W.C2

Cour 2

Arrière

cuisine

Figure 4 : Plan de la maison en terre et paille LogTag est un enregistreur de température et

d’humidité relative. Sa capacité mémoire est de 2 x 8000 points pour l’humidité et la température. Sa précision est de ±3% HR (25°C, 20%...80% HR) et de ±1K (0°C...50°C). Enfin, le transfert des données est automatique vers le PC dès la pose de l’enregistreur sur son socle (Figure 5).

N

17

Figure 5 : Appareil de mesure utilisé

4.2.3 Résultats et discussion

Confort thermique La notion du confort thermique est directement

liée à la température ambiante ressentie. Bien qu’il soit comptabilisé un total de six facteurs fondamentaux pour la définition des conditions intérieures de confort : le taux métabolique, l’isolation de la vêture (clo), la température de l'air, la température radiante, la vitesse de l'air et l’humidité [7]. La température de confort (neutre) mensuelle pour la ville de Barika a été déterminée en employant l'équation empirique de Nicol et Humphreys [8]:

013,5 (0,54 )cT T (1)

Cette équation donne les températures ambiantes de confort de 19, 6°C l’hiver et 31,5°C l’été. Les zones de confort peuvent être prolongées de +/-2K ce qui donne une gamme adaptative de confort comprise entre 17,6 et 33,5°C au-dessus du cycle annuel. D’après ces limites, l’espace interne en été est jugé acceptable avec une limite supérieure de confort légèrement dépassée les jours de canicule, et même potentiellement en dessous de la limite inférieure de confort les autres jours à cause si la ventilation nocturne est maintenue (Figure 6).

Figure 6. Comparaison de la température intérieure dans le séjour S.E avec les limites de confort dans la région : semaine de canicule

Selon le diagramme de confort (psychrométrique)

[9] établi pour la région d’étude, l’inertie thermique avec ventilation nocturne ainsi que l’humidification de l’air constituent des recommandations pour le climat de la région (Figure 7).

Volu

me spécifique m

/kg

Pourcentage de saturation

Ten

eu

r e

n h

um

idit

é g

/kg

(air

sec)3

Tempér

ature

hum

ide(

°C)

Température sèche (°C)

2030405070 608090

0.90

30

25

0.85

20

15

10

0.80

0.75

5

-5

0

-10

30

29

28

27

26

25

24

23

22

21

20

19

18

17

16

15

14

13

12

11

10

9

8

7

6

5

4

3

2

1

0 55 5045 4035 3025 201510 50-5-10

Légende

Zone de confort

Zone d'effet de masse

Zone de chauffage passif

Zone d'effet de masse

avec ventilation nocturne

Zone de ventilation naturelle-

Mouvement d'air sur la

surface de la peau

Zone de refroidissement

évaporatif direct

Zone de refroidissement

évaporatif indirect

1 1 2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

9

9 10

10

11

11 12

1 12

Figure 7. Diagramme psychrométrique de la région de Barika

Comportement thermique La température intérieure dans le séjour offre une

bonne stabilité avec une amplitude moyenne journalière de 3,8 K. Elle chute en fin de journée et suit la température extérieure du fait du free-cooling. Un amortissement de 10,6 K a été enregistré après 5h 30 min entre le pic de température extérieure (au niveau de la cour) et celui de la température intérieure (séjour) (Figure 8). Les apports ont donc été bien amortis et déphasés dans le temps à cause de la forte inertie thermique de l’enveloppe.

Figure 8: Variation horaire de la température intérieure et extérieure: cas de séjour, semaine d’été

Ces phénomènes de déphasage et d’amortissement

sont bien évidemment dus à l’inertie thermique des murs de 60 cm et de toiture 45cm [10]. Il faut noter que la terre - paille est un matériau poreux et hygroscopique qui combine à la fois une macroporosité due à l’arrangement imparfait des particules de terre et une microporosité des fibres végétales de la paille.

Rappelant que le toit est l'un des éléments du bâtiment les plus sensibles dans les zones à faible latitude (climats chauds), du fait qu'il est exposé à la radiation solaire la plus grande partie du jour avec une forte incidence ; il représente 60% des transferts totaux de chaleur du bâtiment. Dans le cas de la maison étudiée, la toiture est inclinée de 20° construite aussi en terre et paille et de forte inertie thermique.

46,4

29,5

33,5

23

28

33

38

43

48

12:2

4:0

9

17:3

9:0

9

22:5

4:0

9

04:0

9:0

9

09:2

4:0

9

14:3

9:0

9

19:5

4:0

9

01:0

9:0

9

06:2

4:0

9

11:3

9:0

9

16:5

4:0

9

22:0

9:0

9

03:2

4:0

9

08:3

9:0

9

13:5

4:0

9

19:0

9:0

9

00:2

4:0

9

05:3

9:0

9

10:5

4:0

9

16:0

9:0

9

21:2

4:0

9

02:3

9:0

9

07:5

4:0

9

13:0

9:0

9

18:2

4:0

9

23:3

9:0

9

04:5

4:0

9

10:0

9:0

9

15:2

4:0

9

20:3

9:0

9

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure (°C)"cour" Température intérieure (°C) "séjour"Limite de confort inf Limite de confort sup

28/7/2010

Zone de confort thermique

22/7/2010

32,1

46,4

35,8

23

28

33

38

43

48

12

:24

:09

17

:39

:09

22

:54

:09

04

:09

:09

09

:24

:09

14

:39

:09

19

:54

:09

01

:09

:09

06

:24

:09

11

:39

:09

16

:54

:09

22

:09

:09

03

:24

:09

08

:39

:09

13

:54

:09

19

:09

:09

00

:24

:09

05

:39

:09

10

:54

:09

16

:09

:09

21

:24

:09

02

:39

:09

07

:54

:09

13

:09

:09

18

:24

:09

23

:39

:09

04

:54

:09

10

:09

:09

15

:24

:09

20

:39

:09

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure (°C) "cour" Température intérieure (°C) "Séjour"

22/7/2010

5h 30 min

de temps de

déphasage

Am

ort

iss

em

en

t

28/7/2010

Free

cooling

18

Or la nuit, il se produit un gain à l’intérieur après la dissipation de la chaleur stockée. Une inertie par transmission (à travers la paroi soumise à l’exposition solaire) se produit et qui augmente, au fur et à mesure, avec l’épaisseur et diminue avec la diffusivité du mur. L’inertie thermique écrase donc les températures maximales le jour et relève légèrement les températures minimales la nuit (Figure 9). Ce résultat corrobore celui de plusieurs études : [11], [12]. Bien que le cas de cette maison, la température intérieure est très proche de celle de l’extérieur la nuit par le profit du free-cooling nocturne. La chaleur dissipée à l’intérieur le jour est évacuée la nuit avec l’ouverture des fenêtres donnant sur la cour.

Figure 9. Variation horaire journalière de la température extérieure et intérieure dans le séjour S.E: période d’été, journée de canicule

Comportement hydrique

L’humidité relative ambiante dans le séjour est nettement supérieure à l’humidité relative extérieure (Figure 10) . D’autre part, l’élévation de la température intérieure cause l’abaissement de l’humidité relative intérieure.

Figure 10 : Variation horaire de l’humidité relative intérieure et extérieure: cas de séjour, période estivale

Quant à l'humidité spécifique interne est nettement supérieure à celle de l’extérieur à cause des charges internes d’humidité (dégagement métabolisme, respiration). Un écart max de 09,35 g/Kg a été enregistré entre les deux humidités (Figure 11).

Généralement les pics dans l’humidité spécifique intérieure sont atteints la matinée entre 9h et 11h lors

des tâches ménagères et surtout pour des raisons de rafraîchissement. Les usagers affirment qu’ils versent 4 seaux d’eau de 20 litres et qu’ils laissent pendant une heure ou plus pour assécher le sol après. Une quantité de cette eau sera absorbée par les parois en terre et paille et par les solives apparentes en bois au niveau plafond, et qui sera diffusée le soir, participera donc à l’abaissement de la température ambiante.

Lorsque la teneur en eau varie au sein du matériau, les autres caractéristiques (notamment la conductivité thermique) peuvent varier légèrement. De plus lorsque l’humidité relative varie, la teneur en eau elle aussi varie au sein du matériau. Ainsi pour la paille [13], par exemple, on a pour une humidité relative de 50 %, une teneur en eau de l’ordre de 15% en masse. Elle atteint 25 % pour HR = 90%.

Evrard et De Herde, 2009 ont étudié par simulation avec le logiciel WUFI, les réponses hygrothermiques de différents systèmes de mur soumis à des variations de température et ont évalué différentes grandeurs permettant de caractériser ces réponses. Les résultats mettent en évidence, pour les bétons de chanvre et les briques d’argile des déphasages d’environ 15 h, 12h et des amortissement thermiques élevés 92, 95%. Le mur en brique d’argile a une meilleure résistance à la variation de température extérieure. Bien que les murs en béton de chanvre présentent les meilleures capacités de « tampon hydrique» 2.11 g/m² % RH contre 1,01g/m² % RH pour la brique d’argile [14].

Figure 11: Variation horaire de l’humidité spécifique extérieure, intérieure et la température intérieure: cas de

séjour, période estivale

Aussi, de petites répliques succèdent les pics dans l’humidité spécifique intérieure (16,89 g/kg) qu’on peut expliquer comme suit : Les tâches ménagères effectuées entre 9h et 10h sont suivies d’une période de ventilation qui fait chuter l’humidité spécifique interne (13,41 g/kg). Juste après la fermeture des fenêtres, l’autre pic (14,70 g/kg) est atteint, causé par une restitution de la vapeur d’eau des matériaux hygroscopiques (terre, paille, bois, enduit de plâtre) de l’enveloppe. Un taux de 2,19 g/kg a

46,4

32,1

32,2

35,8

20

25

30

35

40

45

50

00:0

9:09

01:0

9:09

02:0

9:09

03:0

9:09

04:0

9:09

05:0

9:09

06:0

9:09

07:0

9:09

08:0

9:09

09:0

9:09

10:0

9:09

11:0

9:09

12:0

9:09

13:0

9:09

14:0

9:09

15:0

9:09

16:0

9:09

17:0

9:09

18:0

9:09

19:0

9:09

20:0

9:09

21:0

9:09

22:0

9:09

23:0

9:09

00:0

9:09

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure (°C)"cour" Température intérieure (°C) "séjour"

24/7/2010 23/7/2010

5h 30 min de temps

de déphasage

Am

ort

iss

em

en

t

Elé

vati

on

lég

ère

des

tem

péra

ture

s m

in

Ecra

sem

en

t d

es

tem

péra

ture

s m

ax

Free

cooling

48,1

16,9

46,3

71,5

10

20

30

40

50

60

70

80

12:2

4:0

9

17:3

9:0

9

22:5

4:0

9

04:0

9:0

9

09:2

4:0

9

14:3

9:0

9

19:5

4:0

9

01:0

9:0

9

06:2

4:0

9

11:3

9:0

9

16:5

4:0

9

22:0

9:0

9

03:2

4:0

9

08:3

9:0

9

13:5

4:0

9

19:0

9:0

9

00:2

4:0

9

05:3

9:0

9

10:5

4:0

9

16:0

9:0

9

21:2

4:0

9

02:3

9:0

9

07:5

4:0

9

13:0

9:0

9

18:2

4:0

9

23:3

9:0

9

04:5

4:0

9

10:0

9:0

9

15:2

4:0

9

20:3

9:0

9

Date - Heure

Hu

mid

ité

re

lati

ve

(%

)

Humidité relative extérieure (%) "cour"Humidité relative intérieure (%) "séjour"

22/7/2010 28/7/2010

35,80

15,34

10,98

22,65

20,33

5

10

15

20

25

30

35

40

12:2

4:0

9

17:5

4:0

9

23:2

4:0

9

04:5

4:0

9

10:2

4:0

9

15:5

4:0

9

21:2

4:0

9

02:5

4:0

9

08:2

4:0

9

13:5

4:0

9

19:2

4:0

9

00:5

4:0

9

06:2

4:0

9

11:5

4:0

9

17:2

4:0

9

22:5

4:0

9

04:2

4:0

9

09:5

4:0

9

15:2

4:0

9

20:5

4:0

9

02:2

4:0

9

07:5

4:0

9

13:2

4:0

9

18:5

4:0

9

00:2

4:0

9

05:5

4:0

9

11:2

4:0

9

16:5

4:0

9

22:2

4:0

9

Date - Heure

Te

mp

éra

ture

(°C

)

5

7

9

11

13

15

17

19

21

23

25Humidité spécifique (geau/Kgas)

Température intérieure séjour (°C)Humidité spécifique extérieure (geau/kgas) "cour"Humidité spécifique intérieure séjour (geau/kgas)

22/7/2010 28/7/2010

9,3

5 g

/Kg

d'é

cart

19

été enregistré après 5h 45min de temps (Figure 12). Cet effet régulateur ou « tampon » hydrique des matériaux hygroscopiques est bien connu et a fait l'objet de nombreuses études, surtout sur les matériaux bois ou à base de bois [15], [16], [17], [18].

Figure 12 : Variation horaire de l’humidité relative intérieure, extérieure et l’humidité spécifique intérieure: cas de séjour, période estivale

En été, les murs épais en terre sont bien isolants et grâce aux modifications de cristallisation de la chaux qui sert de liant dans le matériau « terre-paille », ils rafraîchissent les locaux par effet de prélèvement de chaleur sensible pour fournir la chaleur latente de l’évaporation de l’eau [4]. Aussi, les revêtements perméables enduit de chaux sur les faces internes des parois fournissent aussi une meilleure isolation et permettent une inertie thermique améliorée et par conséquent une plus grande économie d'énergie. Ceci corrobore le résultat d’une récente recherche [19]. En outre, les vieux bâtiments ont montré une réduction distincte de l'humidité intérieure une fois simulés sous l'effet tampon des revêtements perméables. Ce résultat est conforme aux recherches précédentes, [16], [18] et confirme que pendant une étude à long terme, les revêtements perméables internes maintiennent leur propriété de régulation.

4.2.4 Conclusion

Construire en terre aujourd'hui présente un signe de précarité pour les habitants dans le sud algérien. Le béton ou le parpaing a malheureusement remplacé la terre. C’est un patrimoine qui se perd d’un jour à l’autre.

La maison choisie pour l’étude: n’est pas bien « retapée ». Ses murs externes sont laissés à l’état brut, la paille et la terre bien apparentes, avec aucun revêtement en chaux ni au plâtre sur les faces externes, aucun masque naturel, ni artificiel, aucun système d’occultation. Les pièces donnent directement sur une grande cour ; même pas un iwan comme pour la maison arabo-musulmane qui protégeait des radiations solaires directes.

Malgré tous ces aspects qui pourraient être ressentis comme des handicaps, le monitoring mené durant 15 mois sur cette maison montre qu’elle résiste

bien aux sévérités climatiques de la région. L’enveloppe en matériaux hygroscopiques (terre, paille et bois) régule l’humidité de l’air ambiant par l’effet de « tampon hydrique ». Elle offre aussi une bonne isolation thermique l’été par l’effet de l’inertie thermique, et par conséquent elle réduit la consommation énergétique.

4.2.5 Références

[1] ZERHOUNI.S, GUILLAUD. H avec la collaboration de MOUYAL. E, L’architecture de terre au Maroc, ACR Edition, Courbevoie (Paris), France, 312 p, (2001).

[2] MEUKAM. P, Valorisation des briques de terre stabilisées en vue de l’isolation thermique de bâtiments, Thèse de doctorat en cotutelle : Université de Cergy-Pontoise, Paris et l’Université de Yaoundé I, Cameroun, S : Energétique– Génie civil, (Déc 2004).

[3] GOODHEW. S, GRIFFITHS. R, Sustainable earth wall to meet the building regulations, Energy and Building 37, pp. 451-459, (2005).

[4] OULD-HENIA. A, Choix climatiques et construction zones arides et semi arides : maison à cour de Bou-Saada , Thèse de doctorat, Ecole Polytechnique Fédérale De Lausanne, 2003.

[5] HALL. M. R, Assessing the environmental performance of stabilised rammed earth walls using a climatic simulation chamber, Building and Environment 42, pp. 139–145 (2007).

[6] TOGUYENI. D.Y.K, COULIBALY. O, OUEDRAOGO. A, KOULIDIATI. J, DUTIL. Y, ROUSSE. D, Study of the influence of roof insulation involving local materials on cooling loads of houses built of clay and straw, Energy and Buildings 50 pp.74–80, (2012).

[7] ANSI / ASHRAE (American National Standards Institute /American Society of Heating, Refrigerating and Air-conditioning Engineers ; « Thermal environmental conditions for human Occupancy » Standard 55-2004 2010 ; Atlanta, 2010.

[8] NICOL. J.F, HUMPHREYS. M.A, Adaptive thermal comfort and sustainable thermal standards for buildings, Energy and Buildings 34, pp. 563–572, (2002).

[9] SZOKOLAY, S V, « Environmental science handbook for architects and builder» ; LACASTRE, LONDON, NEW YORK: THE CONSTRUCTION PRESS, p263; 1980.

[10] MEDJELEKH. D, Impact de l’inertie thermique sur le confort hygrothermique et la consommation énergétique du bâtiment : cas de l’habitation de l’époque coloniale à Guelma, Mémoire de magister, Université Mentouri Constantine, novembre 2006.

[11] CHENG.V, GIVONI. B, Effect of envelope colour and thermal mass on indoor temperatures in hot humid climate, Solar Energy 78, pp 528-534, 2005.

14,7

16,89

13,41

10

20

30

40

50

60

70

80

12:2

4:0

9

17:3

9:0

9

22:5

4:0

9

04:0

9:0

9

09:2

4:0

9

14:3

9:0

9

19:5

4:0

9

01:0

9:0

9

06:2

4:0

9

11:3

9:0

9

16:5

4:0

9

22:0

9:0

9

03:2

4:0

9

08:3

9:0

9

13:5

4:0

9

19:0

9:0

9

00:2

4:0

9

05:3

9:0

9

10:5

4:0

9

16:0

9:0

9

21:2

4:0

9

02:3

9:0

9

07:5

4:0

9

13:0

9:0

9

18:2

4:0

9

23:3

9:0

9

04:5

4:0

9

10:0

9:0

9

15:2

4:0

9

20:3

9:0

9

Heure - Date

Hu

mid

ité

re

lati

ve

(%

)

0

5

10

15

20

25Humidité spécifique (geau/Kgas)

Humidité relative extérieure (%) "cour"Humidité relative intérieure (%) "séjour"Humidité spécifique intérieure (geau/Kgas) "séjour"

22/7/2010 28/7/2010

5h 45 min

de temps

2,1

9 g

/Kg

d'é

cart

20

[12] MEDJELEKH. D, ABDOU. S, El GANAOUI. M, Impact of the thermal inertia of material on the hygrothermal comfort of building, IRECHE, Vol. 2 N. 3, pp : 391-397, (May 2010).

[13] CEBTP, FFB, & ADEME, Utilisation de la paille en parois de maisons individuelles à ossature bois, (p.32) (2004).

[14] EVRARD. A, DE HERDE. A, Hygrothermal performance of lime-hemp wall assemblies. Journal of building physics Online first (novembre 26, 2009).

[15] OSANYINTOLA. O. F, SIMONSON. C. J, Moisture buffering capacity of hygroscopic building materials : Experimental facilities and energy impact, Energy and Buildings 38, pp 1270–1282 (2006).

[16] HAMEURY. S, LUNDSTRÖM. T, Contribution of indoor exposed massive wood to a good indoor climate: in situ measurement campaign, Energy and Buildings 36, pp 281–292, (2004).

[17] JAMES. C, SIMONSON. C. J, TALUKDAR. P, ROELS. S, Numerical and experimental data set for benchmarking hygroscopic buffering models», International Journal of Heat and Mass Transfer 53, pp 3638–3654, ( 2010).

[18] SIMONSON. C. J, SALONVAARA. M, OJANEN. T, The effect of structures on indoor humidity – possibility to improve comfort and perceived air quality, Indoor Air 12, pp. 243–251; (2002).

[19] OROSA. J. A, Oliveira. A. C, A field study on building inertia and its effects on indoor thermal environment, Renewable Energy 37, pp 89– 96, (2012).

4.3 Impact de l’inertie thermique-hydrique sur le confort thermique de l’habitat : cas de la pierre « Travertin »

Dalel MEDJELEKH, Laurent ULMET, Frédéric DUBOIS

4.3.1 Introduction

A l’heure actuelle, le secteur de l’habitat focalise l’intérêt des chercheurs et les évolutions réglementaires. Il s’agit de proposer des solutions permettant de réduire la consommation énergétique et l’impact environnemental tout en maintenant l’exigence du confort thermique intérieur.

La notion du confort thermique est directement liée à la température ambiante ressentie. Bien qu’il soit comptabilisé un total de six facteurs fondamentaux pour la définition des conditions intérieures de confort : le taux métabolique, l’isolation de la vêture (clo), la température de l'air, la température radiante, la vitesse de l'air et l’humidité (ANSI/ASHRAE, 2010).

Le confort thermique dépend aussi des transferts de chaleur et de masse à travers l’enveloppe. Les inerties

thermique et hydrique de l’enveloppe présentent un procédé passif lié aux matériaux assurant le bon comportement thermo hydrique du bâtiment. Elles offrent une piste non négligeable en termes d’économie d’énergie dans le secteur de l’habitat autant que la paroi extérieure est souvent le siège d’un grand nombre de phénomènes d’échanges thermiques et hydriques, couplés et transitoires.

Divers travaux de recherche ont évalué l'efficacité de l'inertie thermique sous différents climats, dans le confort thermique et la consommation énergétique. On suggère que l’inertie thermique du bâtiment est une recommandation nécessaire pour la conception architecturale en climats chauds à grand écart diurne (GIVONI, 1998). C’est une fonction directe de sa capacité thermique qui agit concrètement, en s’opposant à toutes les variations brutales de température. Comme un amortisseur qui réduit et retarde l'effet des conditions extérieures (déphasage et décalage) c’est aussi un grand absorbeur d’énergie (SIDLER, 2003). D’autres recherches affirment que l'inertie thermique peut être utile en climat froid (NORÉN et al, 1999) et même pour les scénarios de prévisions météorologiques futurs (KENDRICK et al, 2012). Elle est aussi préconisée en climat chaud et humide si elle est associée à la ventilation naturelle (SOLANGE, 2004). Les études de (MEDJELEKH, 2006, 2008, 2010) sur la maison en question, montre l’efficacité de l’inertie thermique en climat chaud subhumide dans la création du confort thermique et la réduction de la consommation énergétique du bâtiment.

Cependant, très peu de recherches ont étudié l’effet du couple inertie thermique-hydrique des bâtiments sur le confort thermique. On note une étude sur le comportement hygrothermique menée sur une maison à ossature bois, avec laquelle il a été développé en parallèle une modélisation numérique et une expérimentation (PIOT, 2009). Cette recherche a notamment permis de mettre en évidence l'effet des sollicitations thermiques sur le comportement hydrique d'une paroi comportant un matériau hygroscopique. A cet effet et dans le but de vérifier l’impact du couple inertie thermique - hydrique sur le confort thermique de l’habitat, une série de monitoring a été menée sur une maison datant de l’époque coloniale à Guelma (Algérie) sous un climat chaud et subhumide en été, froid et pluvieux en hiver.

4.3.2 Matériels et Méthodes

Caractérisation du climat de l’aire d’étude :

Des études climatique et bioclimatique ont été établies en premier lieu pour caractériser le climat de l’aire d’étude. Il s’agit d’un climat subhumide, d’après le calcul d’indice d’aridité de Martonne :

Guel

ma

21

IDM = P/ Tm +10 (1)

IDM = 24,7 : où 20 IDM 30 (climat subhumide), avec Tm : température moyenne annuelle, P : précipitation annuelle (DE MARTONNE, 1923 In GUYOT, 1999).

La moyenne mensuelle de l’humidité relative dépasse les 68,3 % avec une moyenne maximale de 94,2% et une moyenne minimale de 29,1%. C’est aussi un climat chaud en été et froid en hiver. Caractérisé par une température annuelle moyenne de 17,9°C avec 27, 7°C en août et 10°C en janvier (Figure 1). Les extrêmes absolues varient entre -3,5°C en janvier à 47°C en juillet. Les amplitudes mensuelles ne sont pas très contrastées comparées aux amplitudes annuelles qui dépassent 31,6°C, ce qui distingue la période chaude de la période froide. L’amplitude diurne variée entre 15,4 et 20,4°C pendant les saisons fraîches. L’insolation totale mensuelle dans la région est considérable. D’une moyenne de 243,3 h avec un minimum 160,9 h enregistré en janvier et un maximum 353 h enregistré en juillet.

Le total annuel de précipitation est de 688,3 mm avec un maximum de 137,7 mm enregistré en décembre. Près de 57% de la pluviométrie est enregistrée pendant la saison humide. Les vents prédominants à Guelma sont d’une vitesse moyenne qui varié de 1,46 à 2 m/s pour une moyenne annuelle de

1,80 m/s. Mais il est enregistré 36,2 j/an de Sirocco.

Figure 1 : Caractéristiques climatiques de la région d’étude

L’analyse bioclimatique montre la nécessité de l’inertie thermique pour ce type de climat (SZOKOLAY, 1980) (Figure 2), du fait de l’importance de la zone de surchauffe qui s’étale du mois de juin à la fin du mois de septembre (Figure 3).

Vent très sec et très chaud, chargé de poussière qui souffle de Sahara vers le nord d’Algérie lorsque de basses pressions régent sur la méditerranée

11

2

23

34

4

55

66

778

8

99

1010

1111

12

12

Température sèche (°C)

Tempéra

ture

hum

ide(°C)

Te

ne

ur

en

hu

mid

ité

kg

/kg

(a

ir s

ec)

Pourcentage de saturation

Vol

ume

spéc

ifiqu

e m

/kg

Zone de refroidissement

évaporatif indirect

Zone de refroidissement

évaporatif direct

Zone de ventilation naturelle-

Mouvement d'air sur la

surface de la peau

Zone d'effet de masse

avec ventilation nocturne

Zone de chauffage passif

Zone d'effet de masse

Zone de confort

Légende

Figure 2 : Diagramme psychrométrique de Guelma

S

21 Janvier21 Févrie

r21 M

ars21 Avril21 Mai

21 J

uin

21 Décembre21 Décembre

21 Novembre

21 Octobre

21 Septembre

21 Août

21 Juillet

Zone de surchauffe

Figure 3 : Diagramme solaire de la région

Monitoring

Une série de monitoring sur une durée de 03 ans a été menée sur une maison datant de 1890. Elle s’insère dans un centre colonial dense à Guelma, Algérie (Figure 4). Il s’agit d’un R+1, construit en pierre sur une cave semi enterrée et ouvert sur la rue par la façade sud-ouest et sur une cour par la façade nord-est (Figure 5).

Figure 4. Situation de la maison

Figure 5. Façade sud-ouest (d’entrée, coté rue)

22

Des relevés de température et d’humidité relative ont été effectués toutes les quinze minutes dans trois pièces du R.D.C : à savoir, le séjour, la chambre 1 (S-O), la chambre 2 (N-E), (Figure 6), avec l’utilisation de trois

capteurs « Log Tag » (Figure 7). Un quatrième capteur, placé sous abri au niveau de la façade N-E coté cour, a permis les prélèvements des conditions climatiques extérieures. Nous présenterons, dans ce papier, uniquement les résultats de la chambre 2 (S-O) en période estivale.

+1.67+0.00

+1.67

+1.36

+1.26

+0.00

PL

10 7756 5694 189 366 147 478 56

90

418

56

15

56

358

W.C

Douche

S.A. manger

Ch: N°2 Cuisine

SéjourCh:N°1

0 21

NN

Couloir

Points de

mesure

Figure 6. Plan R.D.C et points de mesure

Figure 7. Appareil de mesure utilisé

4.3.3 Résultats et discussion

La température neutre mensuelle pour la ville de Guelma est déterminée en employant l'équation empirique de Nicol et Humphreys (NICOL, HUMPHREYS, 2002):

Tc = 13,5 + ( 0,54× T0 ) (2)

Avec Tc : la température de confort thermique et T0 est la température extérieure moyenne mensuelle.

Cette équation donne les températures ambiantes de confort de 19°C l’hiver et 28,6°C l’été. Les zones de confort peuvent être prolongées de +/-2K ce qui donne une gamme adaptative de confort comprises entre 17 et 30,6°C au-dessus du cycle annuel. D’après ces limites, l’espace interne en été est jugé confortable durant le jour et il est à la limite supérieure de 18h à minuit les

LogTag: enregistreur de température et d’humidité relative Capacité mémoire de 2 x 8000 points : pour l’humidité et la température Gamme de mesure : 0 à 100% humidité relative et -40 à +85°C (de 30 secondes à plusieurs heures) Résolution : 0,1% HR et 0,1°C. Transfert automatique des données vers le PC dès la pose de l’enregistreur sur son socle.

jours de canicule à cause de la dissipation de la chaleur emmagasinée par la paroi (Figure 8).

Figure 8. Comparaison de la température intérieure dans la chambre S.O avec les limites de confort dans la région : semaine type, période été

Bien qu’il soit couramment admis qu'une maison de

murs épais en pierre joue sur le déphasage que sur l’amortissement puisque la pierre n’est pas un aussi bon isolant. Or ce qui a été découvert dans le cas étudié c’est que les apports ont été bien amortis de 14,6 K après 6h 30 min de temps de déphasage (comparé à la température extérieure enregistrée par les services météorologiques) et de 10,2 K (comparé à la température extérieure enregistrée au niveau de la cour) (Figure 9). Le phénomène de déphasage est dû à l’inertie par absorption qui se produit avec l’effusivité et l’épaisseur du mur de 56 cm (Figure 10). Le phénomène d’amortissement quant à lui est surtout dû aux multiples alvéoles du travertin (la pierre constituant le mur externe, Figure 11) et à ses qualités (de faibles conductivité et effusivité thermique), qui favorisent le pouvoir isolant de l’air, en retardant les mouvements de convection dans les cavités. L'écoulement de l'air dans le vide réduit la conductivité thermique effective du matériau. L’étude expérimentale vis-à-vis de la conductivité thermique des briques (SÖYLEMEZ, 1999), révèle que la porosité doit être augmentée en utilisant des cavités de petite taille pour obtenir une conductivité thermique la plus faible possible.

40

31

26,6

30,6

20

25

30

35

40

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure "cour" (°C)Température intérieure (°C) "chambre SO"Limite de confort inférieur (°C)Limite de confort supérieur (°C)

Zone de confort thermique

04/09/201128/08/2011

41,6

31,4

46

15

20

25

30

35

40

45

50

00:0

0:5

6

05:4

5:5

6

11:3

0:5

6

17:1

5:5

6

23:0

0:5

6

04:4

5:5

6

10:3

0:5

6

16:1

5:5

6

22:0

0:5

6

03:4

5:5

6

09:3

0:5

6

15:1

5:5

6

21:0

0:5

6

02:4

5:5

6

08:3

0:5

6

14:1

5:5

6

20:0

0:5

6

01:4

5:5

6

07:3

0:5

6

13:1

5:5

6

19:0

0:5

6

00:4

5:5

6

06:3

0:5

6

12:1

5:5

6

18:0

0:5

6

23:4

5:5

6

05:3

0:5

6

11:1

5:5

6

17:0

0:5

6

22:4

5:5

6

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure "cour" (°C)Température intérieure (°C) "chambre S,O"Température extérieure "météo" (°C)

Am

ort

iss

em

en

t

6h 30 de

temps de

déphasage

01/08/2012 08/08/2012

23

Figure 9. Variation horaire de la température extérieure et intérieure dans la chambre S.O : période d’été,

semaine de canicule

Figure 10. Épaisseur du mur externe

Figure 11. Échantillon du travertin (présence des

vacuaoles) Selon la carte géologique de Guelma (Figure 12), le

travertin constitue la roche composante de presque la totalité de son relief. Il est la conséquence d’une activité hydrothermale intense, et la ville de Guelma dispose de diverses sources thermales. Alors c’est un matériau local qui a été utilisé.

Figure 12. Carte géologique de Guelma (le travertin

figure en blanc) (Source : VILLA. J.M, 1993)

L’analyse chimique du travertin au laboratoire révèle qu’il contient 86,99% de CaCO3, 11,1% d’insolubles et des traces de gypses. La porosité présente de 2,25 à 2,75 %, et le coefficient d’absorption est de 0,83 à 0,85. Donc les pierres mises en œuvre sont de porosité assez différente. Les échanges de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur seront les plus importants au niveau des pierres les plus poreuses. Et pour la conductivité thermique du travertin, on a considéré les facteurs dont dépend celle ci à savoir la densité, la nature chimique et l’humidité du matériau. D’où la conductivité moyenne

prise du D.T.R algérien (CNERIB, 1998) égale à 0,85W/m°C, similaire à la conductivité de la pierre calcaire mais très tendre, choisie pour sa plus faible conductivité parmi toutes les pierres calcaires. A signaler que des mesures par méthode de fil chaud de la conductivité thermique de ce matériau sont en cours de réalisation au laboratoire.

La structure interne de cette pierre, qui comporte des pores ouverts et fermés dans sa texture, affecte son transfert de chaleur. Il peut donc y avoir plusieurs modes de transfert de chaleur, conduction à travers les matières solides, conduction ou convection à travers l'air dans les espaces vides et, si la température est suffisamment haute, échange de la radiation entre les surfaces solides.

D’autre part, l’orientation sud ouest de la paroi externe, sa couleur sombre, et l’absence totale d’occultation, provoquent la hausse de la température de surface externe avec 71,7°C, comparée à la température de surface interne de la paroi qui n’atteint que 31,4°C (températures surfaciques calculées avec TRNsys) (Figure 13). Celle-ci est essentiellement liée à la qualité thermique du matériau hygroscopique « le travertin », utilisé qui évite l’effet de paroi chaude en été. Ce résultat est en accord avec celui d’Araujo Prado. R, Ferreira (ARAUJO, FERREIRA, 2005).

31,4

Epaisseur (cm)

Vide d'air

e4=3cm

R4=0.12m²°C/W

Enduit de plâtre

e7=1.5cm

R7=0.04m²°C/W

Mortier de chaux

e2=2cm

R2=0.02m²°C/W

Moellon de travertin

e3=23cm

R3=0.27m²°C/W

Enduit de ciment

e1=1.5cm

R1=0.01m²°C/W

Tem

pératu

res (

°C

)

Résistance (m²°C/W)

71,7

Moellon de travertin

e5=23cm

R5=0.27m²°C/W

R1R2 R4 R5R6 e1R3 e2 e3e4 e5e6 e7

Mortier de chaux

e6=2cm

R6=0.02m²°C/W

R7

intérieur

paroi extérieure

Figure 13. Tracé du gradient thermique au niveau de la paroi externe

Or la nuit, il se produit un gain à l’intérieur après la

dissipation de la chaleur stockée. Une inertie par transmission (à travers la paroi soumise à l’exposition solaire) se produit et qui augmente, au fur et à mesure, avec l’épaisseur et diminue avec la diffusivité du mur (sa capacité à transmettre un signal de température d'un point à un autre de ce matériau). L’inertie thermique écrase donc les températures maximales le jour et relève légèrement les températures minimales la nuit (Figure 14). Ce résultat corrobore celui de (CHENG et GIVONI, 2005). La forte inertie thermique doit être donc associée à un free cooling nocturne pour évacuer la chaleur dissipée.

24

Figure 14. Variation horaire journalière de la température extérieure et intérieure dans la chambre S.O : période d’été, journée de canicule

L’humidité relative ambiante présente une stabilité

comparée à celle de l’extérieur, avec un écart maximal de 36,4% enregistré entre les deux humidités. L’effet de l’inertie hydrique de la pierre intervient dans le maintien de l’équilibre hygrométrique en limitant les variations de l'humidité. En plus de ses propriétés thermiques, la pierre avec ses propriétés diffusives, de l’absorption et la désorption de la vapeur d’eau, permet de réguler les conditions internes (Figure 15). Ces échanges hydriques avec l'air permettent au travertin, ce matériau hygroscopique de se mettre en équilibre.

Figure 15. Variation de l’humidité relative moyenne intérieure et extérieure, semaine type en été

La variation de l’humidité spécifique interne (ou

teneur en eau : rapport de la masse d'eau dans l'air sur la masse d'air humide) suit la variation de l’humidité spécifique externe mais avec des valeurs nettement supérieures à celle ci malgré que le climat soit subhumide. Un écart maximal de 6,04 g/kg a été enregistré à 13h 38 entre les deux humidités (Figure 16). Des pics dans l’humidité spécifique interne sont enregistrés l’après midi entre 16h et 18h, ou la matinée entre 9h et 10h à cause des tâches ménagères. Ces pics sont cependant la cause d'un abaissement des températures ambiantes. L'humidité dans les bâtiments a été montrée qu’elle affecte les charges de conduction sensibles et latentes (MENDES et al, 2003).

Figure 16. Variation horaire de l’humidité spécifique extérieure, intérieure et de la température extérieure, intérieure, cas de la chambre S.O : semaine type, période estivale

De petites répliques succèdent les pics dans l’humidité spécifique intérieure (14,03 g/kg) qu’on peut expliquer comme suit : Les tâches ménagères effectuées entre 9h et 10h sont suivies d’une période de ventilation qui fait chuter l’humidité spécifique interne (11,64 g/kg). Juste après la fermeture des fenêtres, l’autre pic (13,03 g/kg) est atteint, causé par une restitution de la vapeur d’eau des matériaux hygroscopiques (plâtre, travertin) de l’enveloppe. Un taux de 1,39g/kg a été enregistré après 3h 15min de temps (Figure 17). Cet effet régulateur ou « tampon » hydrique des matériaux hygroscopiques est bien connu et a fait l'objet de nombreuses études mais surtout sur les matériaux bois ou à base de bois. (HAMEURY, 2005), (OSANYINTOLA et SIMONSON, 2006), (JAMES et al, 2010), (RAFIDIARISON, 2012).

Figure 17. Variation horaire de l’humidité spécifique extérieure, intérieure et de la température extérieure, intérieure cas de la chambre S.O : semaine type, période estivale

Plus précisément, les échanges convectifs par changement de phase en surface du solide génèrent l’absorption puis de l’émission de chaleur latente vers l’intérieur participant au rafraîchissement naturel. De plus l’utilisation du mortier de chaux offre l’imperméabilité à l’eau de pluie, et la perméabilité à la vapeur du fait que cet enduit respire. L’aspect de sa

27,6

41,6

29,931,4

46

21,820

25

30

35

40

45

50

00:0

0:56

01:0

0:56

02:0

0:56

03:0

0:56

04:0

0:56

05:0

0:56

06:0

0:56

07:0

0:56

08:0

0:56

09:0

0:56

10:0

0:56

11:0

0:56

12:0

0:56

13:0

0:56

14:0

0:56

15:0

0:56

16:0

0:56

17:0

0:56

18:0

0:56

19:0

0:56

20:0

0:56

21:0

0:56

22:0

0:56

23:0

0:56

00:0

0:56

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure "cour" (°C)Température intérieure (°C) "chambre S,O"Température extérieure "météo" (°C)

Ecra

sem

en

t d

es

tem

péra

ture

s m

ax

Elé

vati

on

des

tem

péra

ture

s m

in

06/08/2012 05/08/2012

Am

ort

iss

em

en

t

6h 30 min de temps

de déphasage

13,60

90,90

17,40

33,7

53,8

70,4

5

15

25

35

45

55

65

75

85

95

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

Heure - Date

Hu

mid

ité

re

lati

ve

(%

)

Humidité relative extérieure (%)Humidité relative intérieure (%) "chambre SO"

04/09/2011

36,4

% d

'écart

28/08/201

40

7,08

13,12

20

25

30

35

40

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

Heure - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

5

7

9

11

13

15

17

19

21Humidité spécifique (geau/Kgas)

Température extérieure (°C)Température intérieure (°C) "chambre SO"Humidité spécifique extérieure (geau/Kgas)Humidité spécifique intérieure (geau/Kgas) " chambre SO"

28/08/2011 04/09/2011

6,0

4 g

/ K

g

d'é

ca

rt

11,6

13,0314,03

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

06

:08

:35

12

:08

:35

18

:08

:35

00

:08

:35

Heure - Date

Hu

mid

ité

re

lati

ve

(%

)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20Humidité spécifique (geau/Kgas)

Humidité relative extérieure (%)Humidité relative intérieure (%) "chambre SO"Humidité spécifique intérieure (geau/Kgas) " chambre SO"

04/09/201128/08/201

1

3h 15 min

de temps

1,3

9 g

/Kg

d'é

cart

25

perméabilité à la vapeur d’eau qui permet d’équilibrer les humidités internes et externes est perçu comme un avantage (COIGNET. J, 1987). La perméabilité à l’air sera plus particulièrement importante par temps sec où la vapeur en transit s’évapore au lieu de se stocker dans les moellons poreux ; ce qui a pour effet de ralentir ou différer le transfert de chaleur.

A signaler aussi que les vacuoles du travertin sont de diamètres variables, communiquent entre eux. Dans les moellons saturés, l’eau occupe tous les vides. Dans les parties supérieures non saturées, l’eau n’occupe et ne s’élèvent que dans les vides les plus étroits, les vides les plus larges sont remplis d’air. Cette particularité explique le fonctionnement d’un drainage. De plus il n’y a pas le risque de remontée capillaire, où chaque lit constitue une arase étanche (COIGNET Jean et Laurent, 2003) Figure 18.

Figure 18. Mode constructif

On peut donc noter que l’humidité intérieure est fonction de l’humidité extérieure, du taux de renouvellement d’air, de la production de vie par le métabolisme humain, des activités domestiques et de la diffusion de vapeur d’eau des matériaux de construction utilisés.

4.3.4 Simulation numérique

L’inertie thermo-hydrique est une option qui peut affecter grandement le confort thermique de l’habitat. Afin de mettre cet effet en évidence, on a effectué une simulation numérique dynamique en employant le logiciel TRNsys (TRNSYS, 2004). La paroi externe du cas d’étude étant trop inerte, on a adapté un pas de temps d’une heure, pour permettre au logiciel d’effectuer le calcul. La simulation révèle une concordance entre les températures modélisées et les températures intérieures mesurées dans la chambre S.O (Figure 19). L’écart maximal enregistré à minuit entre les deux températures est seulement de 1,08K, ce qui permet de valider les résultats in situ (MEDJELEKH, 2006, 2008, 2010).

Figure 19. Comparaison entre les températures intérieures et extérieures mesurées et les températures intérieures simulées : période été, journée 01/09/2011

Pour l’inertie hydrique, l’humidité spécifique simulée dépasse celle mesurée avec un écart max de 2,39g/kg enregistré à 21h 08 (Figure 20). On déduit que les émissions et les absorptions de l’humidité par les matériaux ne sont pas prises dans le calcul. Les deux modèles d’humidité utilisés dans TRNsys ne considèrent pas les lois de diffusion dans les matériaux hygroscopiques. L'humidité intérieure est calculée en ne prenant en compte que les apports par renouvellement d'air ou les apports par les occupants et les processus (WOLOSZYN, 1999).

Cependant, la non prise en compte des propriétés spécifiques des matériaux hygroscopiques dans les transferts couplés de chaleur et de masse (humidité) dans les codes de calcul règlementaires aboutit souvent à une mauvaise estimation des consommations énergétiques (PICKETT, 2003), (RAJI, 2006). Malgré que les matériaux hygroscopiques aient été montrés qu’ils peuvent modérer les niveaux d'humidité intérieure et améliorer ainsi le confort thermique et la qualité de l’air perçue dans les bâtiments, tout en fournissant une consommation réduite d’énergie (SIMONSON, 2005).

Ceci prouve la nécessité d’effectuer d’autres recherches scientifiques pour contribuer à améliorer l’évaluation des performances thermo-hydrique de l’habitat en matériaux hygroscopiques hors le bois, puisque les recherches de références mentionnées précédemment concernent surtout le matériau bois ou à base de bois.

29,2

28,12

25

27

29

31

33

35

37

39

00:0

8:3

5

01:0

8:3

5

02:0

8:3

5

03:0

8:3

5

04:0

8:3

5

05:0

8:3

5

06:0

8:3

5

07:0

8:3

5

08:0

8:3

5

09:0

8:3

5

10:0

8:3

5

11:0

8:3

5

12:0

8:3

5

13:0

8:3

5

14:0

8:3

5

15:0

8:3

5

16:0

8:3

5

17:0

8:3

5

18:0

8:3

5

19:0

8:3

5

20:0

8:3

5

21:0

8:3

5

22:0

8:3

5

23:0

8:3

5

Heures - Date

Te

mp

éra

ture

(°C

)

Température extérieure mesurée (°C)Température intérieure (°C) mesurée "chambre SO"Température intérieure simulée (°C) "chambre SO"

02/09/2011 01/09/2011

1,0

8°C

d'é

ca

rt

6

7

8

9

10

11

12

13

14

00:0

8:3

5

01:0

8:3

5

02:0

8:3

5

03:0

8:3

5

04:0

8:3

5

05:0

8:3

5

06:0

8:3

5

07:0

8:3

5

08:0

8:3

5

09:0

8:3

5

10:0

8:3

5

11:0

8:3

5

12:0

8:3

5

13:0

8:3

5

14:0

8:3

5

15:0

8:3

5

16:0

8:3

5

17:0

8:3

5

18:0

8:3

5

19:0

8:3

5

20:0

8:3

5

21:0

8:3

5

22:0

8:3

5

23:0

8:3

5

Heure - Date

Hu

mid

ité

sp

éc

ifiq

ue

(g

ea

u/K

ga

s)

Humidité spécifique extérieure mesurée (geau/Kgas)Humidité spécifique intérieure mesurée (geau/Kgas) " chambre SO"Humidité spécifique intérieure simulée (geau/Kgas) " chambre SO"

02/09/201101/09/2011

2,3

9g

/Kg

d'é

ca

rt

26

Figure 20. Comparaison entre les humidités spécifiques intérieures et extérieures mesurées et les humidités spécifiques simulées : période été, journée 01/09/2011

4.3.5 Recommandations sur l’optimisation du matériau en climat chaud, subhumide pour l’assurance du confort thermique intérieur

Il ressort de l’étude que le matériau choisi pour le climat chaud subhumide doit être de faible diffusivité, de grande effusivité, de faible conductivité thermique, de densité élevée et de grande perméance afin d’augmenter le transfert et la diffusion de la vapeur d’eau. Et pour une meilleure isolation thermique du matériau avec une conductivité thermique efficace la plus faible possible, sa porosité doit être augmentée en utilisant des cavités de petite taille. Le matériau doit donc être hygroscopique pour un bon transfert de chaleur et de masse.

4.3.6 Conclusions et perspectives

De cette étude qui est en cours, il résulte que l’utilisation du travertin, matériau local hygroscopique adapté au climat de la région est à l’origine de l’amélioration du confort thermique. L’inertie thermique du matériau assure l’équilibre thermique et permet de lisser les flux thermiques et les températures extrêmes en été. L’inertie hydrique assure l’équilibre hygrométrique par le biais du matériau hygroscopique. En été, le transfert de masse et les échanges convectifs par changement de phase en surface du matériau génèrent des absorptions et des émissions de chaleur latente qui participent au rafraîchissement naturel. Avec l’assurance du confort thermique estival, l’inertie thermo-hydrique du matériau hygroscopique permet une consommation énergétique réduite. Enfin, la simulation numérique proposée via TRNsys demande d'être complétée par le processus de diffusion.

4.3.7 Références bibliographiques

ANSI/ASHRAE (American National Standards Institute /American Society of Heating, Refrigerating and Air-conditioning Engineers ; « Thermal environmental conditions for human Occupancy » Standard 55-2004 2010 ; Atlanta , 2010.

ARAUJO P.R, FERREIRA. F ; « Measurement of albedo and analysis of its influence the surface temperature of building roof materials » ; Energy and Buildings 37, pp 295-300 ; 2005.

CHENG.V & GIVONI. Baruch ; « Effect of envelope colour and thermal mass on indoor temperatures in hot humid climate » ; Solar Energy 78, pp 528-534 ; 2005.

COIGNET. J ; « Réhabilitation : arts de bâtir traditionnel connaissances et techniques » ; Aix- En-Provence Edition EDISUD, pp 43-99 ; 1987.

COIGNET. Jean et Laurent ; « La maison ancienne : Construction, diagnostic, interventions » ; Paris : EDITIONS EYROLLES, p 43 ; 2003 .

DE MARTONNE, 1923 In GUYOT. Gérard ; « Climatologie de l’environnement Cours et exercices corrigés» ; Paris: EDITION DUNOD, p 287 ; 1999.

GIVONI. Baruch ; « Effectiveness of mass and night ventilation in lowering the indoor daytime temperatures. Experimental periods » ; Energy and Buildings, V 28, pp 25-32 ; 1998.

HAMEURY. S ; « Moisture buffering capacity of heavy timber structures directly exposed to an indoor climate: a numerical study » ; Building and Environment 40, pp. 1400–1412; 2005.

KENDRICK. C, OGDEN. R, WANG. X, BAICHE. B; « Thermal mass in new build UK housing: A comparison of structural systems in future weather scenario» ; Energy and Buildings 48, pp 40–48 ; 2012.

JAMES. C, SIMONSON. C.J, TALUKDAR. P, ROELS. S ; «Numerical and experimental data set for benchmarking hygroscopic buffering models» ; International Journal of Heat and Mass Transfer 53, pp 3638–3654 ; 2010

MEDJELEKH. Dalel ; « Impact de l’inertie thermique sur le confort hygrothermique et la consommation énergétique du bâtiment: cas de l’habitation de l’époque coloniale à Guelma » ; Mémoire de Magister, Université Mentouri Constantine ; Novembre 2006.

MEDJELEKH. D, ABDOU. S ; « Impact de l’inertie thermique sur le confort hygrothermique et la consommation énergétique du bâtiment » ; Revue des énergies renouvelables, Vol 11 N°3, pp. 329-341 ; 2008.

MEDJELEKH. D, ABDOU. S, El GANAOUI. M ; « Impact of the thermal inertia of material on the hygrothermal comfort of building » ; IRECHE, Vol. 2 N. 3, pp: 391-397 ; May 2010.

MENDES. N, WINKELMANN. F.C, LAMBERTS. R, PHILIPPI. P.C ; «Moisture effects on conduction loads» Energy and Buildings 35, pp 631– 644 ; 2003.

CNERIB, Centre National d’Etude et de Recherche Intégrées du Bâtiment, (D.T.R.C3-2) Document technique règlementaire; « Règlementation thermique des bâtiments d’habitation Règles de calcul des déperditions calorifiques Fascicule1» ; MINISTÈRE DE L’HABITAT ; Alger 1998.

NORÉN. A, AKANDER. J, ISFÄLT E, SÖDERSTRÖM. O ; « The effect of thermal inertia on energy requirement in a Swedish building-results obtained with three calculation models» ; International Journal of Low Energy and Sustainable Buildings. Vol.1, pp 1-16; April 1999.

NICOL. J.F, HUMPHREYS. M.A ; « Adaptive thermal comfort and sustainable thermal standards for buildings » ; Energy and Buildings 34, pp 563– 572 ; 2002.

OSANYINTOLA. O. F, SIMONSON C. J ; « Moisture buffering capacity of hygroscopic building materials :

27

Experimental facilities and energy impact» ; Energy and Buildings 38, pp 1270–1282 ; 2006.

PICKETT. Rob ; « The energy performance of log homes. Documented energy-efficiency and thermal mass benefits»; Technical Committee of the Log Homes Council, Building Systems Councils; National Association of Home Builders ; 2003.

PIOT Amandine ; « Hygrothermique du bâtiment: expérimentation sur une maison à ossature bois en conditions climatiques naturelles et modélisation numérique » ; Thèse de Doctorat, INSA Lyon ; 2009.

RAFIDIARISON. Helisoa Mamy ; « Etudes expérimentales des transferts de masse et de chaleur dans les parois des constructions en bois, en vue de leur modélisation. Application aux économies d’énergie et au confort dans l’habitat» ; Thèse de doctorat, Université de Lorraine, Juillet 2012.

RAJI. Saed ; « Caractérisation hygro thermique par une approche multi échelle, de constructions en bois massif en vue d’amélioration énergétique et de valorisation environnementale» ; Thèse de doctorat, Université de Bordeaux 1, Spécialité : Sciences du bois ; décembre 2006.

SIDLER. Oliver ; « L’inertie thermique en climat méditerranéen : Confort et consommations d’énergie » ; Colloque 15/05/2003 Montpellier.

SIMONSON. Carey ; « Energy consumption and ventilation performance of a naturally ventilated

ecological house in a cold climate» ; Energy and Buildings 37, pp. 23–35; 2005.

SOLANGE.V; « Thermal inertia and natural ventilation. Optimisation of thermal storage as a cooling technique for residential buildings in Southern Brazil » ; PHD Thesis, Architectural Association of architecture Graduate School ; 2004.

SÖYLEMEZ. M. Sait; « On the effective thermal conductivity of building bricks » ; Building and Environment 34, pp. 1-5; 1999.

SZOKOLAY, S V; « Environmental science handbook for architects and builder» ; LACASTRE, LONDON, NEW YORK: THE CONSTRUCTION PRESS, p263; 1980.

TRNSYS; User Manual, Solar Energy Lab; University of Wisconsin, Madison ; 2004.

VILA. Jean Marie ; « Notice explicative de la carte géologique à 1/50000 Guelma (54) » ; ORGM : Office National de la Recherche Géologique et Minière, Edition du Service géologique de l’Algérie, Boumerdes 1993.

WOLOSZYN. Monika ; « Modélisation hygro-thermo-aéraulique des bâtiments multizones: proposition d’une stratégie de résolution du système couple » ; Thèse de Doctorat INSA Lyon ; 1999.

4.4 Approches expérimentales et numériques pour l’étude des transferts hydriques dans le bois (2013)

(Tuan Anh Nguyen, Nicolas Angellier, Sabine Caré, Laurent Ulmet, Frédéric Dubois)

4.4.1 Introduction

Dans le cadre de la surveillance d’ouvrages en bois comme les ouvrages d’art ou les bâtiments, un point clé, lié à la durabilité des structures, concerne la mesure de l’humidité dans des pièces massives. Or aujourd’hui, le contrôle d’humidité s’effectue de façon très ponctuelle lors de la fabrication des éléments (industrie du lamellé-collé par exemple) ou sur des éléments en place mais en employant des techniques de mesures surfaciques et ponctuelles. Il est donc nécessaire de développer un outil de surveillance permettant de contrôler, dans le temps, l’évolution de l’humidité, non seulement en surface, mais également à cœur.

La technique de tomographie électrique est relativement récente et très efficace en géophysique. Elle tend à devenir un outil indispensable ayant beaucoup d’applications dans différents domaines. Ce travail présente une étude préliminaire permettant, en couplant des stratégies expérimentales et numériques, de généraliser la méthode résistive appliquée aujourd’hui dans des milieux semi infinis, à la mesure d’humidité, via la résistivité, dans des sections massives en bois. Une première section présente le protocole expérimental permettant de caractériser les propriétés de diffusion en employant la mesure par gammadensimétrie ; l’objectif étant de calibrer finement les paramètres d’un modèle théorique de diffusion. Le développement d’une stratégie par éléments finis est proposé, dans une seconde partie permettant la simulation de la mesure électrique multiplexée.

4.4.2 Caractérisation expérimentale et théorique de la diffusion

Protocole expérimental Conditions expérimentales L’essence de bois étudiée est le Douglas. Un

échantillon de dimension 200x70x70mm3 est découpé selon les directions principales d’orthotropie, Figure 1.

L’échantillon est initialement sec et placé dans un dessiccateur à environnement constant (T= 20°C, HR = 97%). Afin d’assurer une diffusion unidirectionnelle selon la direction longitudinale, 5 des 6 faces sont étanchéifiées via un film autocollant (Parafilm). L’évolution de l’humidité moyenne est contrôlée par pesée.

28

Figure 1. Géométrie de l’échantillon et profil

gammadensimétrique Mesures gammadensimétriques La méthode gammadensimétrique est un procédé

de caractérisation non destructif permettant de déterminer la teneur en eau via une mesure de densité [ROC 01], [VIL 06]. Cette technique repose sur l'absorption de rayons gamma (source radioactive de césium Cs137) suivant une loi de Lambert. Afin d’obtenir un profil vertical, un plateau mobile permet de déplacer l’échantillon devant le faisceau gamma de 5mm de diamètre. La mesure obtenue correspond à une mesure d’humidité moyenne dans le sens radial définie par :

d’humidité moyenne dans le sens radial définie par :

( ) w w w

s s s

m xw t

m x

[1]

w , s désignent, respectivement, la masse

volumique de l’eau liée et les fibres de bois sec des

épaisseurs cumulées wx et sx traversées par le rayon

gamma ( w =1000 kg/m3 et s =1520 kg/m3).

Figure 2. Dispositif de mesure gammadensimétrique

Le nombre N0 de photons incidents et le nombre N de photons recueillis après traversée du matériau vérifient l’équation suivante, une partie des photons étant absorbée par la matière rencontrée (eau liée et fibres de bois sec) :

0ln s s s w w w

Nx x

N [2]

Le coefficient d’absorption massique de l’eau est w =8,57.10-3 m2/kg. Dans le cas des fibres de bois sec (phase solide), on suppose qu’il est composé de 80% cellulose et 20% lignine, conduisant à un coefficient

d’absorption massique s =8,19.10-3 m2/kg. Les épaisseurs xs, xw sont obtenues à partir des mesures par rayons gamma selon les équations suivantes :

0 0

0

ln lnt w

w

w w

N N

N Nx

et.

0

0

lnw

s

s s

N

Nx

[3]

0

0

lnw

N

N

et 0lnt

N

N

sont respectivement les

mesures obtenues à w=0, après séchage à 103°C, et à l'instant t, au cours de l'essai de sorption. Comme

indiqué à la Figure 1, deux profils (A et B) sont mesurés tout au long de l’essai.

Propriétés de diffusion Loi de diffusion Le processus de diffusion peut être traité par des

approches à la fois analytiques et expérimentales en utilisant l'équation de Fick [PER 90]. Dans des conditions isothermes, la loi de Fick s’écrit sous la forme tridimensionnelle suivante :

. ( )w

wD w w

t

[4]

wD est le tenseur de diffusion hydrique orthotrope

dont les valeurs propres sont L

wD , R

wD , T

wD suivant les

directions longitudinale, radiale et transversale. Dans le cas d’un processus de diffusion non linéaire, les coefficients de diffusion ( )wD w ( ( , , )L R T ) dépendent

de la teneur en eau selon l’expression suivante, [SIM 91] :

0( ) exp( )wD w D k w [5]

0D représente le coefficient de diffusion à l’état

anhydre et k caractérise la non linéarité. Sur la surface orientée par le vecteur n , les conditions de

convection hydrique s’écrivent :

. . ( ).w eqD wn w w S [6]

S désigne le coefficient d’échange surfacique (m/s), w est la teneur en eau qui règne en surface et

eqw est la

teneur en eau d’équilibre hygroscopique correspondant à l’humidité relative de l’air ambiant [LAS 00].

Caractérisation par la méthode Simplexe En accord avec l’expérience menée, la

caractérisation des paramètres de diffusion repose sur une représentation uniaxiale du processus. La longueur de l’échantillon, selon la direction longitudinale, est discrétisée en tranches d’égale épaisseur [ZHO 11], [LIU 99]. L’approximation des différences finies permet une discrétisation spatiale pour le calcul des dérivées d’ordre 1 et 2 présentes dans les expressions [4] et [6]. La discrétisation temporelle emploie la méthode d’Euler explicite. L’identification des paramètres de diffusion se

20

0m

mFace exposée à l’air ambiant

Lignes de profil

gammadensimétrique

5 Faces étanches parafilmées

L

T

R

sourcerécepteur

plateau mobile

échantillon

L

29

base sur l’algorithme de Nelder-Mead [NEL 65] permettant de minimiser l’écart, au sens des moindres carrés, entre la solution calculée et la mesure expérimentale. Pour n paramètres à optimiser, le principe repose sur la convergence d’une figure géométrique représentée dans un espace à n+1 dimensions (simplexe général). La convergence fait appel à des opérations de réflexion, d’expansion et de contraction pilotées par l’écart défini précédemment [LAG 98]. Dans notre cas, les variables sont le coefficient

de diffusion 0

LD , le coefficient de non linéarité Lk , le

coefficient d’échange surfacique S et la teneur en eau d’équilibre weq. La mesure par gammadensimétrie apporte un enrichissement en termes de données expérimentales, permettant notamment de mieux estimer la teneur en eau d’équilibre. Ainsi, les paramètres de diffusion sont déterminés non seulement sur la base de la teneur en eau moyenne mais également sur les profils hydriques obtenus par gammadensimétrie. Les résultats de l’identification sont rassemblés dans le tableau 1.

Tableau 1. Propriétés de diffusion dans la direction

longitudinale

0

LD Lk S weq

9 23.27 10 /m s 1.94 84.73 10 /m s 23%

Les paramètres obtenus permettent d’obtenir une comparaison entre le modèle et les données expérimentales, Figure 3. Cette identification permet ensuite de simuler les processus d’humidification-séchage dans des pièces massives de bois sous conditions hydriques variables.

Figure 3. Profils hydriques expérimentaux et

numériques

4.4.3 Application numérique à la méthode résistive

Principe de la mesure résistive En géophysique, les méthodes électriques sont

employées pour caractériser la résistivité des sols. Un courant continu est injecté entre deux électrodes afin d’en étudier la répartition des iso potentielles. [MAR

06]. Dans le cas d’un milieu homogène et isotrope, cette résistivité correspond à la résistivité vraie, ce qui n’est pas le cas pour des milieux hétérogènes. On utilise le concept de résistivité apparente app . Pratiquement, la

mesure de la résistivité apparente est réalisée en

surface. L’injection d’un courant d’intensité IAB s’effectue via deux électrodes A et B. Deux électrodes M et N permettent la mesure de la différence de potentiel

MNV . La résistivité apparente est calculée selon

l’expression suivante, [LOK 04] :

MN

app

AB

Vk

I

avec

2

1 1 1 1( ) ( )

k

AM AN BM BN

[7]

Dans le cas d’un milieu semi infini, k est un facteur géométrique. AM, AN, BM, BN sont les distances entre les électrodes. Pour une application bois, un résistivimètre Syscal Junior Switch-48 a été utilisé. Il possède une carte de communication interne permettant le multiplexage de 48 électrodes et une source d’alimentation de 100W. Un diviseur de courant (facteur 50) a été nécessaire afin d’augmenter la plage de mesure en termes de résistivité. Pour une diffusion dans la direction longitudinale, la configuration Dipôle-Dipôle appliquée à 11 électrodes avec 1cm d’écartement, Figure 4, a été choisie. Ce dispositif est couramment utilisé en résistivité car il permet d’obtenir un très faible couplage entre les circuits de courant et de potentiel [MAR 08].

Figure 4. Dispositif de mesure résistive

Les champs de résistivités apparentes ont été ainsi

régulièrement mesurés au cours d’un essai de séchage de notre échantillon exposé à une humidité relative de 40%

sur une de ses faces. L’objectif de l’application

numérique de la méthode résistive est de pouvoir simuler ces mesures et de calculer ces champs de résistivités

apparentes.

Modélisation 3D par la méthode des éléments finis La modélisation 3D du problème électrique

nécessite une modélisation tridimensionnelle du problème de diffusion. Nous optons donc pour une discrétisation spatiale commune. Des éléments linéaires à 8 nœuds permettent un compromis entre précision et temps de calcul. L’application simulée dans ce travail suppose une teneur en eau initiale de 16% et une teneur en eau d’équilibre estimée aux alentours de 10% correspondant à notre configuration expérimentale. Les propriétés de diffusion considérées sont issues de la modélisation présentée précédemment.

Maillage La première étape concerne la construction d’un

maillage du demi échantillon modélisé (géométrie

30

symétrique) en considérant des volumes cylindriques représentant les électrodes, Figure 5.

Figure 5. Géométrie de l’échantillon avec

positionnement des électrodes selon la direction L et maillage de demi échantillon en considérant les 11 électrodes

Diffusion et résistivité vraie 3D L’intrusion des sondes étant modélisée, le modèle

de diffusion orthotrope 3D, dont les équations constitutives sont présentées dans les expressions [4] et [6], est implémenté dans le code aux éléments finis Castem. Les propriétés de diffusion longitudinales identifiées ont été complétées par des composantes radiales et transversales puisées dans la littérature [MER 06]. La Figure 6 présente une cartographie hydrique après 40 jours d’exposition. Il est observé le gradient hydrique. Ce premier résultat met en évidence l’influence des sondes qui fonctionnent tels des courts-circuits hydriques.

Figure 6. Champ de teneur en eau à 40 jours

d’exposition Le calcul de la résistivité repose sur une loi de

passage reliant teneur en eau à la résistivité, [KOU 04]. D’après Stamn [STA 27], elle admet la forme logarithmique suivante :

ln lnE F w [8]

E, F représentent deux constantes nécessitant une phase de calibration (résistivité à l’état anhydre et au point de saturation des fibres par exemple). En appliquant l’expression [8] au champ de teneur en eau, Figure 6, la Figure 7 présente une cartographie numérique de la résistivité au 40ème jour d’exposition.

Figure 7. Champ de résistivité à 40 jours

d’exposition - Résistivité apparente par multiplexage La méthode des éléments finis constitue

actuellement la méthode la plus utilisée pour la résolution directe du problème électrique [SAS 94], [PAI 02]. Elle considère la résolution en résolvant le système issu d’une formation faible de l’équation de Poisson [TAE 06], reliant potentiel V et intensité I; à savoir :

. ( ) ( )sV I r r [9]

désigne la conductivité (S/m), inverse de la

résistivité (m), sr la position de la source, r la position

d’un point quelconque de l’espace et la fonction de Dirac. est l’opérateur de Nabla. L’analogie avec la loi de Fourier en régime permanent permet d’utiliser les mêmes outils de simulation implémentés dans le code Castem. Enfin, un algorithme spécifique permet de simuler le multiplexage en accord avec les séquences de mesure proposées par le dispositif expérimental Syscal Junior Switch-48. En employant le même maillage support, l’algorithme incrémental est mis en œuvre en employant, séquence par séquence et pour chaque incrément de temps, les champs de résistivités vraies obtenus par calcul éléments finis, Figure 7. Il est alors possible de recalculer les champs de résistivités apparentes correspondant et envisager une comparaison avec les données expérimentales.

4.4.4 Conclusion et perspectives

Cette étude a établi la base pour l'utilisation de la méthode résistive multiplexée, combinée à des simulations numériques, afin de quantifier la teneur en eau dans les éléments en bois. Les profils spatiaux de teneur en humidité mesurés grâce à la méthode gammadensimétrique sont les données clés pour valider la capacité du modèle de diffusion à prédire des profils réalistes de teneur en eau, et pour calibrer les niveaux de résistivité concernant les valeurs de teneur en eau. En outre, les développements numériques, couplant les simulations électriques et de diffusion, doivent permettre d’envisager un processus d’inversion afin de caler les champs de résistivités apparentes mesurés et simulés, et fournissent, comme perspectives, des informations complémentaires lorsque les mesures ne

Emplacement

des sondes

Face exposée

à l’air ambiant

10%

16%

Teneur en eauFace exposée

à l’air ambiant

14%

RésistivitéFace exposée

à l’air ambiant

11,9M m

32,8M m

20M m

31

seront plus accessibles. Cette méthode hybride doit conduire à un outil de diagnostic qui permettra d’obtenir une image représentative de la teneur en eau dans la masse pour des applications laboratoire et in situ telles que la durabilité des structures en bois.

4.4.5 Bibliographie

[KOU 04] KOUCHADE A.C., Détermination en routine de la diffusivité massique dans le bois par méthode inverse à partir de la mesure électrique en régime transitoire, Thèse de doctorat, Engref, 2004.

[LAG 98] LAGARIAS J.C., REEDS J. A., WRIGHT M. H., WRIGHT P. E., « Convergence Properties of the Nelder-Mead Simplex Method in Low Dimensions », SIAM Journal, 1998, p. 112-147.

[LAS 00] LASSERRE B., Modélisation thermo - hygro-mécanique du comportement différé de poutres de structure en bois, Thèse de doctorat, université de Bordeaux 1, France, 2000.

[LIU 99] LIU J.Y., SIMPSON W.T., « Inverse determination of diffusion coefficient for moisture diffusion in wood ». Proceedings of 33rd ASME National Heat Transfer Conference : Heat and mass transfer in porous media, August 15-17, 1999, Albuquerque, New Mexico.

[LOK 04] LOKE M. H., « Tutorial: 2D and 3D electrical imaging surveys », http://www.geoelectrical.com/, 2004.

[MAR 06] MARESCOT L., « Introduction à l'imagerie électrique du sous-sol », Bull. Soc. vaud. Sc. nat., vol. 90, n°1, 2006, p. 23-4.

[MAR 08] MARESCOT L., « Imagerie électrique pour géologues: acquisition, traitement, interprétation », www.tomoquest.com, 2008.

[MER 06] MERAKEB S., Modélisation des structures en bois en environnement variable. Thèse de doctorat, Université de Limoges, 2006.

[NEL 65] NELDER J.A., MEAD R., « A simplex method for function minimization », Computer Journal, vol. 7, 1965, p. 308-313.

[PAI 02] PAIN C. C., HERWANGER J. V., WORTHINGTON M. H., DE OLIVEIRA C. R. E., « Effective multidimensional resistivity inversion using finite-element techniques » Geophys Journal, vol. 151, n°3, 2002, p. 710-728.

[PER 90] PERRE P., DEGIOVANNI, A., « Simulation par volumes finis des transferts couplés en milieux poreux anisotrope : séchage du bois à basse et haute température », International Journal of Heat and Mass Transfers, vol. 33, n°11, 1990, p.2463–2478.

[ROC 01] DA ROCHA M.C., DA SILVA L.M., APPOLONI C.R., PORTEZAN FILHO O., LOPES F., MELQUIADES F.L., « Moisture profile measurements of concrete samples in vertical water flow by gamma ray transmission method », Radiat Phys Chem, vol. 61, n° 3-6, 2001, p.567-569.

[SAS 94] SASAKI Y., « 3-D resistivity inversion using the finite-element method », Geophysics, vol. 59, n°2, 1994, p. 1839-1848.

[SIM 91] SIMPSON W.T., LIU J.Y., « Dependence of the water vapor diffusion coefficient of Aspen (Populus spec.) on moisture content », Wood Science and Technology, vol. 26, n°1, 1991, p. 9-21.

[STA 27] STAMN A. J., « The electrical resistance of wood as a measure of its moisture content », Ind Eng Chem, vol. 19, n°9, 1927, p. 1021-1025.

[TAE 06] TAEYOUNG H., SUKJOON P., CHANGSOO S., « Efficient electric resistivity inversion using adjoint state of mixed finite-element method for Poisson’s equation », Journal of Computational Physics, vol. 214, n°1, 2006, p. 171-186.

[VIL 06] VILLAIN G., THIERRY M., « Gammadensimetry: a method to determine drying and carbonation profiles in concrete », ND&E Int, vol. 39, n°4, 2006, p. 328-337.

[ZHO 11] ZHOU Q., CAI Y., XU Y., ZHANG X., « Determination of moisture diffusion coefficient of larch board with finite difference method », BioRes vol. 6, n°2, 2011, p. 1196-1203.

4.5 Suivi de la fissuration (mode I) dans le bois par Emission Acoustique : localisation des sources

Frédéric LAMY, Mokhfi TAKARLI, Nicolas ANGELLIER, Frédéric DUBOIS, Ion-Octavian POP

4.5.1 Introduction

La connaissance des mécanismes d’initiation et de propagation des fissures dans les matériaux de construction est un élément important à appréhender pour améliorer les outils de conception des structures. Dans ce contexte, les Techniques Non Destructives (NDT) issues des études sismiques et qui sont basées sur le principe de la propagation des ondes mécaniques sont des techniques intéressantes pour un usage à la fois en laboratoire et in situ. Ces dernières peuvent être séparées en deux catégories selon qu’elles soient actives ou passives.

Dans la présente étude nous traitons de l’approche passive qui est basée sur l’analyse des émissions acoustiques enregistrées lors de la sollicitation d’un matériau par un chargement mécanique, physique, chimique ou un couplage entre les différents modes. L’émission acoustique (EA) est définie comme étant une libération d'énergie sous forme d'ondes élastiques transitoires qui accompagne un processus évolutif au sein du matériau étudié. Pour l’étude du matériau bois, Kawamoto et Williams [1] ont montré l’intérêt d’utiliser l’EA afin de couvrir les 5 champs d’auscultation suivants : (i) la surveillance et le contrôle pendant le séchage ; (ii) l’évaluation des déformations ; (iii) l’estimation des

32

propriétés mécaniques ; (iv) l’étude de la fissuration et (v) le contrôle automatisé.

Parmi les travaux portant sur l’étude de la fissuration dans le bois, Ansell [2] a montré qu’il existait une bonne corrélation entre le nombre de salves acoustiques et la ténacité de plusieurs essences de résineux. Landis et Whittaker [3] ont également mis en évidence une bonne corrélation entre l’énergie dissipée lors de la propagation en mode I d’une fissure et l’énergie acoustique libérée. Par ailleurs, une comparaison entre plusieurs essences de résineux et de feuillus, réalisée par Reiterer et al. [4] en mode I, a montré que les premières généraient une activité acoustique plus importante. Les auteurs suggèrent que cette forte activité acoustique est principalement due aux microfissures présentes dans la zone d’élaboration. Plus récemment, Ando et al. [5] ont associé l’émission acoustique à une analyse microscopique pour étudier la fissuration du bois par cisaillement (mode II).

Cette revue bibliographique montre que l’EA peut être intéressante pour l’étude du matériau bois. Cependant son fort potentiel, déjà démontré pour d’autres types de matériaux (dont les matériaux composites qui se rapprochent de la structure du bois), n’a pas encore été pleinement exploité. En effet, les travaux précités abordent l’émission acoustique par une approche globale dans l’analyse des données. Le but de notre étude est donc d’aborder l’approche localisée de l’émission acoustique en utilisant dans un premier temps un algorithme de localisation linéaire, ceci afin de contourner les difficultés liées à l’orthotropie du bois.

4.5.2 Protocole expérimental

Préparation des éprouvettes et essai de fissuration Notre étude porte sur des éprouvettes en Douglas conditionnées à une humidité relative de 40% et à une température de 20°C. Sous ces conditions, la teneur en eau des éprouvettes lors de l’essai mécanique a été mesurée à 10%. Pour réaliser un essai de fissuration en mode I, une pré-entaille de 50 mm dans le sens de la fibre du bois est réalisée sur l’éprouvette à l’aide d’une scie à ruban de 3 mm d’épaisseur (Figure 1.a). L’ensemble des essais sont pilotés en déplacement contrôlé par une machine de type électromécanique. La vitesse de chargement est de 0,5 mm/min.

(a)

(b)

Figure 1 – Eprouvette chargée en mode I. a) Dimensions de l’éprouvette- b) Instrumentation de l’éprouvette Dispositif de suivi de fissuration par imagerie

Une caméra est employée pour l’acquisition d’images d’une face de l’éprouvette au cours de l’essai de fissuration. Ces images sont utilisées pour identifier la pointe de la fissure et ainsi établir le cheminement de celle-ci lors de l’essai. Pour obtenir un contraste optimum avec la pointe de fissure, l'éprouvette est peinte en blanc. La scène de mesure est optimisée pour garantir, à la fois, une vitesse d'acquisition de deux images par seconde et la couverture de l'ensemble de la zone de propagation (Figure 1.b). Un repère (papier millimétré) positionné sur l’éprouvette permet d'estimer le grandissement de la caméra (facteur d'échelle en pixel par millimètre). L’acquisition et le traitement des images se font à l’aide du logiciel Deftac. Cependant la détermination de la position de la pointe de fissure, reprise et représentée dans les figures 4c – 4d – 5a et 5b, est réalisée par simple estimation visuelle de l’opérateur. Enregistrement des évènements acoustiques

Le système de détection et d’enregistrement de l’activité acoustique se compose des éléments suivants : (i) deux cartes d’acquisition d’émission acoustique (18 bits, 4 voies, fréquence d’échantillonnage 40MS/sec); (ii) quatre capteurs piézoélectriques (Figure 1.b), dont la bande passante est comprise entre 125 et 750 kHz et caractérisée par un pic de résonance à 300 kHz. Un couplant acoustique est utilisé afin d’assurer un contact plus uniforme et une meilleure transmission des ondes à travers la surface d’application du capteur; (iii) quatre préamplificateurs avec un gain de 40 dB; (iv) un logiciel d’acquisition et d’analyse des 4 voies de signaux d’émission acoustique en temps réel et en relecture. Les paramètres des salves acoustiques sont définis par rapport à un seuil d’acquisition légèrement supérieur au bruit de fond (40 dB). Calibration de la procédure de localisation par EA : vitesse effective

Dans le cas du bois, la vitesse de propagation des ondes dépend de la direction de propagation, notamment de l’angle par rapport aux fibres. Par conséquent, les algorithmes de localisation des sources

33

d’émission acoustique dans un matériau isotrope ne sont pas directement applicables au bois. Dans la présente étude nous proposons d’aborder le problème de la localisation des sources par une première approche simple utilisant uniquement deux capteurs (localisation linéaire). Ce mode de localisation doit être impérativement associé à une procédure de calibration permettant de localiser des évènements en dehors du segment reliant les deux capteurs. La vitesse effective de propagation des ondes acoustiques est évaluée par la génération d’une source Hsu-Nielsen. Elle est établie en effectuant un cassé de mine (2H en graphite), générant un signal similaire à celui d’une activation de fissure, le long de la droite reliant deux capteurs (droites 1-2 et 3-4, Figure 1). En mesurant l’écart entre les temps de réception des deux capteurs, et en connaissant la position de la source générée, nous avons évalué cette vitesse effective dans nos échantillons à 5350 m/s. D’après les données trouvées dans la littérature [6], cette valeur correspond à une vitesse de propagation d’ondes de compression le long des fibres qui peut varier de 4600 à 5400 m/s dans le Douglas, selon la teneur en eau. A titre indicatif, dans le sens radial les valeurs sont comprises entre 1200 et 1400 m/s, tandis que dans le sens tangentiel, entre 900 et 1200 m/s. En plus de la dépendance de la vitesse au chemin de propagation, notons que celle-ci est également sensible à la nature de l’onde se propageant (compression-dilatation, cisaillement ou de surface). Calibration de la procédure de localisation par EA : localisation des sources

Pour corriger les positions des sources localisées par l’usage de l’algorithme acoustique, deux méthodes sont possibles. La première méthode est une calibration avant essai de fissuration qui consiste à simuler des évènements acoustiques, par le biais d’une source Hsu-Nielsen, sur les faces avant et arrière de l’éprouvette et le long du chemin prévisible de la fissure. Celle-ci présente l'avantage de mieux correspondre à la démarche d’un contrôle non destructif. La deuxième méthode est une calibration post-mortem de l’éprouvette où les évènements sont simulés cette fois-ci le long de l’axe central de la fissure. Ici, on parle du chemin réel de la propagation de la fissure. L’objectif final de la procédure de correction étant d’établir une courbe de calibration reliant les positions des évènements réels et leurs localisations par l’algorithme acoustique (Figure 2.b). Pour la présente étude, nous avons opté pour la deuxième méthode dont le principe est présenté dans la figure 2.a. Cependant, il convient de souligner l’existence possible d’une corrélation entre les différents modes de correction.

(a)

(b)

Figure 2 – a) Méthode du cassé de mine – b) Courbes de calibration pour la localisation acoustique Calibration de la procédure de localisation par EA : amplitude à la source

Afin de déterminer l'énergie du signal acoustique à la source, il est primordial de déterminer la courbe d'atténuation caractéristique de l'éprouvette testée. En effet, l’énergie (ou l’intensité acoustique) dans l’axe de propagation décroît régulièrement à cause de l’atténuation de l’onde par le milieu. Cette dernière résulte de plusieurs effets : (i) l’absorption des ondes par le milieu, proportionnelle à la fréquence et qui correspond à la dissipation thermique par frottement (phénomène de viscosité); (ii) la diffusion des ondes dans le milieu, liée à sa structure, à son anisotropie et à sa texture. Elle représente l’interaction de l’onde avec les hétérogénéités du milieu. Dans le cas de cette étude, les courbes d’atténuation sont reconstruites (Figure 3.b), pour chaque éprouvette, à l’aide de la fonction AST des capteurs (Auto Sensor Test) (Figure 3.a).

(a)

34

(b)

Figure 3 – a) Méthode de mesure de l'atténuation acoustique – b) courbes d'atténuation pour une éprouvette en Douglas

4.5.3 Résultats et Discussion

Analyse énergétique par la mécanique de la rupture L’approche énergétique permet de constater que le

développement d’une fissure apparaît lorsque l’énergie emmagasinée disponible est suffisante pour vaincre la résistance du matériau. La résistance du matériau inclus des aspects différents comme l’énergie de surface, l’énergie plastique et d’autres types d’énergies de dissipation associées à la propagation de fissure. La figure 4 illustre le comportement mécanique des éprouvettes en bois et la propagation de fissure lors d’un chargement piloté en déplacement. Considérons un point A appartenant à la courbe force déplacement : la fissure s’est propagée d’une longueur ∆a en plus de la longueur initiale de la pré-entaille a0 (figure 4.a); la surface hachurée représente l’énergie élastique stockée dans le matériau ; la surface restante sous la courbe peut être associée à l’énergie dissipée par fissuration (figure 4.a&b).

L’examen des courbes présentées à la figure 4 permet de mettre en évidence plusieurs éléments. Premièrement, l’évolution de la pointe de fissuration détectée par analyse d’image apparaît à la fin de la partie linéaire de la courbe force déplacement (domaine élastique, figure 4.c). Un second point à noter est une grande similitude entre les courbes d’énergie dissipée par fissuration et la courbe de propagation de fissure (figure 4.d). De cette façon, nous pouvons valider l’hypothèse initiale qui veut que la restitution d’énergie élastique puisse être évaluée par l’aire du triangle ABB0.

(a)

(b)

(c)

(d)

Figure 4 – a) Courbe charge-déplacement pour une éprouvette avec une pré-entaille de longueur a0: A0ABB0 (énergie mécanique); ABB0 (énergie élastique restituable) et B0A0A (énergie dissipée par fissuration) - b) répartition des énergies selon la valeur du déplacement - c) Energie dissipée par fissuration en fonction de la longueur de fissuration - d) énergie dissipée par fissuration et longueur de fissuration.

35

Analyse des données acoustiques Pour l’analyse des données acoustiques nous avons

considéré le paramètre énergie. Dans le cadre d’une analyse conventionnelle il s’agit d’une intégration par rapport au temps du carré de la forme d’onde. La figure 5.a donne l’évolution de ce paramètre cumulé en fonction du chargement. Nous constatons que cette évolution concorde avec celle de la longueur de fissuration obtenue par imagerie. Ce constat a été mis en évidence par les données mécaniques (figure 4.d), cependant, la corrélation est plus fine avec l’énergie acoustique cumulée.

Dans la figure 5.b sont superposées, la courbe de propagation de la pointe de fissure visible obtenue par imagerie et la localisation des évènements acoustiques pour le couple de capteurs 1-2 filtrés par niveaux d’amplitude à la source. Nous pouvons remarquer que le nombre et l’amplitude des évènements acoustiques est plus élevée à proximité de la pointe de fissure estimée par imagerie. Cela semble mettre en évidence la présence d’une zone d’activité acoustique accompagnant l’avancée de la fissure. La largeur de cette dernière est sensiblement stable et estimée à environ 10 mm dans la zone couverte par les capteurs (c’est-à-dire de la pré-entaille jusqu’à environ 2 centimètres du bord de l’éprouvette); elle peut correspondre à la zone d’élaboration, au phénomène de pontage de fissure ou une association des deux. En effet, dans cette zone de localisation, nous observons des évènements d’amplitudes différentes traduisant éventuellement des phénomènes différents. Une analyse plus approfondie des signatures acoustiques, notamment dans le domaine fréquentiel, devrait permettre de discriminer ces phénomènes et de les associer à des mécanismes particuliers.

Il est à noter que, pour l’éprouvette choisie ici pour illustrer nos propos, l’analyse des données acoustiques menée pour le couple de capteurs 3-4 conduit à des résultats en tous points similaires. Il en va de même pour les autres éprouvettes testées selon le même protocole.

(a)

(b)

Figure 5 – a) Energie acoustique cumulée et longueur de fissuration en fonction du déplacement - b) Evénements acoustiques cumulés et pointe de fissuration relevées par traitement d’image en fonction du déplacement

4.5.4 Conclusion

Dans cette étude, nous avons mis en évidence le potentiel que la technique d’émission acoustique peut apporter pour caractériser le phénomène de fissuration dans le bois, notamment par le biais de la localisation. Premièrement, les expériences ont montré que l’amorçage et la propagation de fissure détectés par émission acoustique sont en corrélation avec l’analyse d’image. Deuxièmement, l’évolution de l’énergie calculée par les relevés d’émission acoustique est très proche de l’énergie de fracturation calculée à l’aide de la courbe force-déplacement.

L’approche utilisant la localisation semble très prometteuse. Elle devrait permettre, pour les prochains essais, de mieux comprendre les mécanismes ayant trait à la zone d’élaboration (process zone) dans le bois. Nous envisageons également de développer une seconde approche de localisation des sources utilisant ensemble les quatre capteurs (localisation planaire). Il s’agira également d’approfondir l’analyse des signatures acoustiques (en amplitude et dans le domaine fréquentiel) pour discriminer les types de dommage à l’œuvre lors de la fissuration.

4.5.5 Références

[1] Sumire Kawamoto R. S. W., “Acoustic Emission and Acousto-Ultrasonic Techniques for Wood and Wood-Based Composites, A review,” Gen.Tech. Rep. FPL-GTR-134; Madison, WI:U.S. Department of Agriculture, Forest Service, Forest Products Laboratory., 2002.

[2] Ansell M. P., “Acoustic emission from softwoods in tension,” Wood Science and Technology, vol. 16, no. 1, pp. 35–57, Mar. 1982.

[3] Landis E. N. and Whittaker D. B., “Acoustic Emissions and the Fracture Energy of Wood,” Materials and Structure, pp. 21–29, 2000.

36

[4] Reiterer A., Stanzl-Tschegg S. E., and Tschegg E. K., “Mode I fracture and acoustic emission of softwood and hardwood,” Wood Science and Technology, vol. 34, no. 5, pp. 417–430, Dec. 2000.

[5] Ando K., Hirashima Y., Sugihara M., Hirao S., and Sasaki Y., “Microscopic processes of shearing fracture of old wood, examined using the acoustic emission technique,” Journal of Wood Science, vol. 52, no. 6, pp. 483–489, Dec. 2006.

[6] Hole J. and P. S. R. Robert J., “Stress Wave Inspection of Bridge Timbers and Decking WA-RD 146.1.” 1987.

4.6 Etude de la diffusion sous une sollicitation de compression transversale du bois lamellé-collé (2013)

D. LATHUILLIERE, L. BLERON, F. DUBOIS, F. FOUCHAL

4.6.1 Introduction

L’utilisation du bois lamellé-collé permet de concevoir des structures de grande portée et participe ainsi au développement du bois dans la construction. Cependant, la géométrie propre des éléments (grandes portées associées à de petites surfaces d’appuis) induit des concentrations de contraintes de compression transversale localisée associées à du cisaillement, dans le cas de poutres fléchies. Cette compression perpendiculaire aux fibres joue un rôle défavorable bien que dans la réalité, un effet de diffusion permet de limiter l’impact de cette compression localisée. Afin de comprendre ce phénomène et de dimensionner correctement ces éléments, il est important de connaître les caractéristiques mécaniques du matériau bois.

Pour ce faire, plusieurs travaux expérimentaux sont présentés dans la littérature [1-6]. Plusieurs configurations expérimentales sont présentées en FIGURE 2. En particulier, les cas A et B sont, respectivement, les essais de compression préconisés par la norme EN408 [7] et la norme ASTM D143 [8].

FIGURE 1 – Schéma des chargements des configurations d’essais.

Cependant ces essais sont éloignés d’un comportement de type poutre, la part de l’effet tranchant n’ayant dans ce cas aucune influence. Les travaux expérimentaux doivent donc être complétés par des approches en flexion afin d’associer à l’état de compression localisée du cisaillement induit par l’effort tranchant au voisinage des appuis, et ce, tout en mettant en œuvre des volumes contraints permettant cette diffusion de contrainte.

Blass [9] et Crocetti [10] ont mené des études pour des sollicitations de flexion. Le déplacement transversal

est suivi avec des capteurs LVDT, ce qui ne permet pas d’observer la zone de diffusion et le volume contraint au voisinage de la zone sollicitée en compression perpendiculaire.

Du point de vue du dimensionnement suivant cette sollicitation, la norme EN 1995-1-1 A1 [11], exige, par un coefficient matériau kc,90, une augmentation de 75% de la contrainte résistante de calcul, concernant des appuis discrets, pour des longueurs d’appui inférieur à 400mm. Au-delà, aucune majoration de contrainte résistante n’est imposée. De plus, elle diminue, par un coefficient géométrique lef, la contrainte agissante. La vérification du dimensionnement en compression transversale réglementaire, extraite de la norme EN 1995-1-1 A1, est mise en évidence par l’équation (1) :

(1)

Avec :

Fc,90,d : valeur de calcul de la charge en compression perpendiculaire au fil ;

Aef : surface de contact efficace en compression perpendiculaire au fil ;

fc,90,d : valeur de calcul de la résistance en compression perpendiculaire au fil ;

En application de cette présente norme « EN 1995-1-1 A1 » et de la norme française « CB71 [12] », pour un même élément porteur, la longueur d’appui calculé selon la norme européenne est 4 fois supérieure à celle obtenue par la norme française. Cette proposition pénalise fortement les poutres de grandes portées car cela implique des longueurs d’appui très importantes.

Ce travail présentera donc une approche expérimentale afin de mettre en évidence les effets de diffusion en flexion. Une première section présente le protocole expérimental mis en œuvre, la zone de diffusion étant mise en valeur en employant des mesures de champs par corrélation d’images numériques (C.I.N.). Une seconde partie présente l’analyse des résultats en comparant ceux expérimentaux et ceux de la norme EN 1995-1-1 A1.

4.6.2 Matériels et Méthodes

Trois hauteurs de poutres ont été étudiées, à savoir 315 mm, 560 mm et 810 mm que nous appellerons dans la suite de ce travail respectivement ‘PH’, ‘MH’ et ‘GH’. Plusieurs longueurs d’appui ont été testées allant de 50 à 240 mm, noté lapp. La longueur des poutres, comme indiquée en FIGURE 3 et FIGURE 4, est égale à 10h, et ce pour une portée entre axe d’appuis de 8h. Afin de concentrer, à la fois, de la compression transverse et du cisaillement sur l’appui de gauche, le chargement est décalé vers la gauche afin de garantir une distance entre appui de 2h. Par ailleurs, afin de comprendre et d’appréhender les phénomènes de diffusion au

37

voisinage de l’appui, 2 configurations ont été retenues FIGURE 3 et FIGURE 4. On notera que le débord sur l’appui de gauche est de 1,5h pour la configuration 2 (FIGURE 4). Chaque zone hachurée aux appuis sera analysée via l’utilisation des mesures de champs. Les propriétés géométriques sont précisées dans le Tableau 2.

FIGURE 2 – Dispositif expérimental

FIGURE 3 – Configuration 1 – sans diffusion à l’appui gauche

FIGURE 4 – Configuration 2 – avec diffusion à l’appui gauche

Tableau 2 – Nombre et dimensions des poutres à

tester

Désignat

ion

Configura

tion

Haute

ur h

(mm)

Epaiss

eur b

(mm)

Appui lapp

(mm) Nomb

re cent

re

riv

e

PH 1 315 90 56 50 3

PH 2 315 90 56 50 3

MH 1 560 120 173 119

3

MH 2 560 120 240 11

9 3

GH 2 810 160 173 11

9 3

GH 2 810 160 240 11

9 3

Afin de mettre en évidence la diffusion de l’état mécanique au voisinage des surfaces d’appuis, une mesure additionnelle par C.I.N. a été employée (FIGURE 2). La FIGURE 5 décrit la zone d’étude de taille 1285x790 mm² sur l’appui de gauche (FIGURE 6), composée de fenêtres de corrélation optimisées de taille 16x16 pixels

avec pour facteur de grandissement 0,70 pixels/mm pour les poutres PH, de 1,7 pixels/mm pour les poutres MH et de 1,5 pixels/mm pour les poutres GH. La C.I.N. oblige de restreindre la hauteur d’étude à 790mm au lieu de 810mm. Ces fenêtres permettent ainsi d’obtenir le déplacement de points situés sur chaque lamelle répartie sur toute la hauteur. L’acquisition par caméra, avec une fréquence de 0,5 Hz, est synchronisée à l’acquisition machine en employant une méthode de suivi de marqueur mesurant le déplacement de la tête de vérin. Les mesures ont été réalisées avec 2 caméras HD.

La C.I.N. emploie les algorithmes de traitement

intégrés dans le logiciel Corréla développé par l’équipe photomécanique de l’institut P’ de Poitiers.

FIGURE 5 – Zone d’étude et fenêtres de corrélation

La zone d’étude ainsi que l’ensemble du champ des

déplacements sont exportés dans le code aux éléments finis CASTEM. Le tenseur des déformations est calculé en projetant les déplacements expérimentaux mesurés à l’aide des caméras sur un maillage constitué d’éléments quadratiques linéaires. La FIGURE 6 présente la cartographie de la composante radiale εrr. Ce premier résultat met en évidence l’effet de diffusion au voisinage de la zone d’appui.

x FIGURE 6 – Champ de déformation dans la direction

radiale sur l’appui de rive

4.6.3 Analyse et discussion

La C.I.N. a permis de quantifier le déplacement

vertical au droit des appuis. Afin de calculer la déformation sur appuis, en accord avec les résultats de la littérature, la mesure de déplacement est donnée par

h

2,5h

8h

10h

< 2h

h

2,5h

8h

10h

1,5h

< 2h

R

Fenêtre de corrélation

16 / 16 pixels

L

1285 mm

790

mm

R

L

38

une fenêtre de corrélation située à la demi-hauteur ; soit u(h/2). La FIGURE 7 présente la contrainte de compression résultante σc en fonction de la déformation de compression transversale moyenne εc au droit de l’appui. εc et σc sont déterminés comme suit :

(2)

(3)

Rapp représente la réaction mesurée sur l’appui d’une surface d’appui Aapp, égale au produit de la longueur d’appui lapp par la largeur de l’éprouvette b.

FIGURE 7 – Courbe « Contrainte / Déformation » des poutres GH

A partir des lectures à 1% de déformation plastique des courbes précédentes, une comparaison (FIGURE 8) est faite avec le calcul selon l’EUROCODE 5 [13] en prenant la valeur de calcul de la résistance en compression perpendiculaire au fil égale à la moyenne des essais de compression uniforme (fc,90,d = 3,39 MPa).

FIGURE 8 – Courbe « Contrainte expérimentale à 1% / Longueur d’appui »

Ces résultats expérimentaux montrent que l’EUROCODE 5 surestime la contrainte à 1% de déformation pour les diverses poutres testées en flexion. De plus, ils montrent un effet d’échelle que l’EUROCODE 5 ne prend pas en considération.

4.6.4 Conclusion

Ce travail a mis en évidence la nécessité de prendre en compte un effet de diffusion des contraintes transversales au voisinage des appuis pour des éléments de structure en flexion. Ces premiers résultats nécessitent cependant d’être complétée par une approche en modélisation 3D ciblant les effets d’échelles comme la hauteur et la largeur des éléments sur appuis. Enfin, les effets de diffusion sont atténués lorsque les largeurs d’appuis deviennent importantes. Afin de limiter les surfaces d’appuis pour des portées importantes, il semble nécessaire d’étudier des solutions constructives afin d’augmenter la résistance locale en compression transverse couplée à un état de cisaillement. Ces solutions pourront faire appel à des renforts localisés au droit des appuis.

4.6.5 References

[1] Larsen H.J., Leijten A.J.M., Van Der Put T.A.C.M., The design rules in Eurocode 5 for compression perpendicular to the grain – continuous and semi-continuous supported beams, meeting CIB W18

[2] Leijten A. J. M., Franke S., Quenneville P., Gupta R., M.ASCE, Bearing strength capacity of continuous supported timber

beams, Journal of Structural Engineering, February 2012: p 266-272

[3] Leijten A.J.M., Larsen H.J., Van Der Put T.A.C.M., Structural design for compression strength perpendicular to the grain of timber beams, Construction and Building Materials 2010: p 252-57

[4] Riberholt H., Compression perpendicular to the grain of wood, COWI-report P-42239-1, (2000)

[5] Leijten A.J.M., Schoenmakers J.C.M.; Bearing strength perpendicular to the grain of locally loaded timber blocks, CIB-W18 40-6-1, Slovenia, August 2007.

[6] Poussa M, Tukiainen P, Ranta-Manus A. In: Proceedings of CIB-W18 2007/40-6-2, Bled, Slovenia., 2006.

[7] NF EN 408 mars 2004 : Bois de structure et bois lamellé collé – Détermination de certaines propriétés physiques et mécaniques

[8] ASTM D143-0 : Standard Test Methods for Small Clear Specimens of Timber

[9] Blass H.J., Görlacher R., Compression perpendicular to the grain, In proceeding of WCTE vol 2, Finland: 2004 p 435-40

[10] Ed D, Hasselqvist F, Timber compression strength perpendicular to the grain, Master’s dissertation, April 2011

[11] NF EN 1995-1-1 A1 du 03/07/2007 [12] Règles de calcul et de conception des

charpentes en bois, ed 1975 [13] EUROCODE 5 : NF EN 1995-1-1 de novembre

2005 : Conception et calcul des structures en bois – Partie 1-1 : Généralités – règles communes et règles pour les bâtiments

39

5 Annexe – Plaquette laboratoire

5.1 Axe hygromécanique du bois

A l'origine, les recherches ont été développées sur le thème de la modélisation mécanique. L'atout de cette approche est la compréhension des phénomènes complexes mis en jeu dans les processus de couplage hygromécanique appelés communément mécano-sorption. L'approche numérique, éloignée des préoccupations réglementaires de la communauté scientifiques, n'a pu être publiée que dans des journaux scientifiques de mécanique spécialisés soit dans les comportements dépendants du temps, soit dans la mécanique des composites. Cependant, la construction de ces modèles originaux a nécessité une validation expérimentale. Petit à petit, l'axe bois-construction, avec l'aide du conseil régional du Limousin, s'est équipé de dispositifs expérimentaux adaptés aux besoins de la modélisation et originaux dans le domaine scientifique national. Nous citerons, dans ce contexte, une enceinte climatique de grand volume équipée de bancs de fluage, une presse électromécanique couplée à un caisson climatique (température et hygrométrie)

5.1.1 A l'échelle du matériau :

Comportement différé du matériau bois en environnement variable :

Le laboratoire développe depuis 15 ans la modélisation du comportement viscoélastique non vieillissant. L'application dans le domaine du béton bitumineux et dans le bois a montré les limites pratiques d'un tel comportement. En effet, afin d'introduire les effets de la température et/ou de l'humidité, il était nécessaire de prendre en compte le processus de dilatation thermique et/ou de retrait gonflement et de considérer la dépendance des propriétés mécaniques viscoélastiques avec la température et/ou le niveau d'humidité interne. En employant, dans un premier temps, le concept de comportement théologiquement simple, nous avons su intégrer la dépendance des propriétés de dissipation du matériau. Dans un second temps, la dépendance des propriétés élastiques a permis d'étudier les phénomènes d'endommagement différé. Enfin, en regroupant les deux approches, nous avons développé un comportement viscoélastique vieillissant permettant une dépendance totale (propriétés élastiques et dissipalives) avec les conditions environnementales. Ce travail a fait l'objet d'une thèse soutenue en 2003 (Hery Randriambololona) sur le thème « Modélisation numérique du comportement mécano-sorptif à l'échelle du matériau bois ».

Comportement différé à la fissuration du matériau bois :

Le processus de fissuration du bois est provoqué

essentiellement par les effets du fluage et des variations climatiques. Le processus de propagation dans un matériau viscoélastique a été modélisé. Il repose sur un algorithme éléments finis permettant de déterminer le taux de restitution d'énergie pilotant la propagation ainsi que l'évolution temporelle du domaine discrétisé induit par la progression du front de fissure. Initialement limité à des cinétiques de fissuration simple (ouverture de fissure) dans des environnements à humidité constante, nous généralisons aujourd'hui cet outil pour prendre en compte un découplage de mode dans des cinétiques complexes (mode d'ouverture et de cisaillement). Une thèse en cours (Rostand Moutou Pitti) intègre des gradients d'humidité interne causés par le processus de transfert de masse et les variations climatiques externes.

5.1.2 A l'échelle de l'élément

Processus couplés de transfert de masse et de chaleur dans des sections massives de bois

Le passage de l'échelle matériau à l'échelle d'un élément implique de modéliser le processus de diffusion hydrique dans le matériau bois afin d'obtenir, pour des sections d'élément représentatives, une cartographie réaliste de l'humidité interne. Les premières simulations, à l'échelle d'éléments fléchis, ont laissé penser que les outils de diffusion classiques développés sur la base des lois de Fick ne permettaient pas de modéliser les échanges surfaciques hystérétiques et le couplage non linéaire des propriétés de sorption avec l'état mécanique. Ainsi, une thèse soutenue en 2006 (Seddik Merakeb) a permis le développement d'un outil numérique permettant de reproduire l'équilibre hygroscopique en surface en prenant en compte les caractéristiques d'hystérésis. Une validation expérimentale e permis également de mettre en évidence un couplage relativement important entre les propriétés de sorption et l'état mécanique. Ainsi, une nouvelle version originale de la loi de Fick permet de traduire un équilibre hydrique sous contrainte hétérogène sous la forme d'un gradient d'humidité interne.

Comportement différé d'éléments fléchis Ce travail consiste à regrouper notre savoir faire en

terme de comportement mécano-sorptif avec la modélisation du transfert hydrique. L'objectif de cens nouvelle thèse est de développer un outil de modélisation complet 3D permettant d'étudier le comportement différé en terme de déformation et de contrainte L'objectif de ce travail en cours (thèse de

40

Jean-Marie Husson) est d'apporter des connaissances nouvelles et nécessaires à l'évolution de la réglementation actuelle dans le contexte du comportement différé des éléments de structure en bois sous environnement variable. Dans ce cadre, il s'agira, à terme, de développer des outils pour l'ingénieur en intégrant des modèles simplifiés utilisables dans les codes industriels employés en bureau d'étude utilisant principalement des éléments poutre, barre et coque pour lesquels la viscoélasticité et la diffusion hydrique sont inconnues.

Étude du comportement des assemblages bois-

métal en environnement variable Il est développé un modèle à deux échelles

(comportement local et global) permettant de prendre en compte le comportement local du contact bois-métal en y intégrant le processus de diffusion hydrique au voisinage de la zone d'assemblage (thèse de Vahid Abbasi). Ce travail consiste, dans un premier temps, à mettre en évidence l'ensemble des phénomènes mécaniques dans la zone d'interaction entre la tige métallique et le bois. Il est nécessaire, dans ce contexte, de développer dans un code aux éléments finis un comportement élasto (voire viscoélasto) plastique. Une fois ce travail terminé, les paramètres du modèle devrons être corrélés à différents niveaux d'humidité interne. Dans le cadre de cette étude, une année de Post-doc (Octavian Pop) va nous permettre de construire une base expérimentale utilisant une machine d'essai intégrant un caisson climatique. Enfin, les résultats du modèle seront à la base du développement d'un modèle complémentaire et simplifié qui, couplé à un algorithme de transfert de masse, permettra une modélisation du comportement global de l'assemblage en y intégrant les gradients hydriques dans la zone d'interaction. La fusion du laboratoire avec le LGC de Clermont Ferrand doit permettre de développer assez rapidement cette thématique au vu de la reconnaissance internationale de l'équipe clermontoise sur la mécanique des assemblages.

5.1.3 A l'échelle des structures

Comportement différé des ouvrages d'art en bois Les ouvrages d'art sont l'exemple même des

ouvrages en extérieur chargés de façon sévère tant en chargement mécanique (trafic routier) qu'en chargement hydrique (rivière, brouillard et intempéries, etc..). Les laboratoires d'Églefins et de Clermont-Ferrand ont coordonné deux projets nationaux (Pont de Merle et Corrèze ) et régionaux (Pont de l'aire du Chavanon sur l'A89). Le travail réalisé a permis de développer des protocoles expérimentaux ainsi que des outils de modélisation permettant de définir, après coup, le comportement réel de ce type d'ouvrage. Actuellement,

l'outil numérique peut prendre en compte les effets différés de type fluage. Ce type de projet résume en lui seul la thématique bois développée à Églefins. En effet, les comportements couplés mécanosoprtifs, le transfert de masse sous charge, la mécanique des assemblages en environnement variable et l'évolution de la fissuration dans les éléments porteurs sont développés à l'échelle matériau et éléments. Enfin, un grand nombre de projets d'ouvrage d'art en bois sont en programmation. L'équipe Bois est bien placée pouf apporter son savoir faire en terme de modélisation et son soutien d'expert dans la conception de ces ouvrages.

Comportement thermohydrique des murs en bois : Les outils développés depuis les dix dernières

années permettent aujourd'hui de répondre à des problématiques concrètes industrielles. Dans le cadre du transfert de technologie, le processus de diffusion hydrique et thermique nous permet de modéliser le comportement Ihermo-hydrique des murs en bois massif. Ce travail, adossé à une étude expérimentale basée sur une maquette de maison en rondin de douglas écorcés, permet le développer cette thématique de recherche émergente.

5.2 Axe Chaussée

Axe historique au laboratoire (depuis la chaussée expérimentale d'Églefins en 1974) avec une politique scientifique ciblée et maintenue, il permet 30 ans plus tard en 2004 une reconnaissance scientifique internationale dans son domaine par l'organisation et la présidence scientifique du Sème Congrès International RILEM « Cracking in Pavements » à Limoges après Liège, Maastrich et Ottawa et avant Chicago en 2008. Cette histoire conduit à l'implication et la présence dans plusieurs comités techniques scientifiques internationaux, européens ou nationaux. Une plate-forme technologique adossée à cet axe a été créée et conduit à des diagnostic et études routières pour les entreprises et collectivités.

5.2.1 Comportement des matériaux non liées- chaussées à faible trafic (F. Allou, C. Petit)

La période 2003 - 2006 est venue confirmer la collaboration étroite démarrée avec le LCPC de Nantes (Division Matériaux et Structures de Chaussées) lors

Recherche de la thèse de T. Habiballah (2000-2003) au cours de laquelle une méthode de calcul simplifiée pour le calcul des déformations permanentes lors d'essais triaxiaux à chargements répétés (TCR) sur des graves non traitées (GNT) a été mise au point. Cette dernière n'ayant été testée que sur des modélisations de TCR, la thèse de F. Allou (2003-2006) a permis le développement de la méthode sur:

41

le calcul éléments finis bidimensionnel et tridimensionnel de structure de chaussée souple,

la prise en compte de l'évolution de la profondeur d'ornière au cours du temps,

la prise en compte de l'état mécanique initial du matériau : état de contrainte, état hydrique ainsi que l'anisotropie initiale du matériau.

La participation au projet COST 351 (Water movement in pavements and embankments) a permis de mettre en commun avec d'autres laboratoires de recherches nationaux européens et universitaires des compétences complémentaires dans le domaine de la prise en compte des couplages hydro-mécaniques dans les couches non liées de chaussées souples et d'en proposer une première modélisation.

5.2.2 Comportement en fatigue des matériaux et structures bitumineuses (A. Millien, C. Petit)

L'équipe est solidement positionnée dans le domaine de la fissuration des chaussées, ce qui lui a valu d'organiser et présider la Sème conférence internationale a Cracking in Pavements » à Limoges en mai 2004 (+ de 200 participants et 27 pays). Cette conférence faisait suite à la celle d'Ottawa en 2000 et précède celle de Chicago en 2008. Ce positionnement historique a permis d'initier une collaboration avec le LCPC sur le thème remontée de fissuration autour de la thèse de Sergio Perez (2003-2007). Cependant des thèmes émergeant ont été détectés tôt par l'équipe.

Il s'agit, d'une part, du comportement en fatigue par cisaillement des chaussées bitumineuses (plus particulièrement des couches de surface et rechargements) et du comportement en fatigue des couches d'accrochage (ou plus généralement des interfaces de chaussées). Ce positionnement s'est affirmé par le constat de la bibliographie internationale très importante dans le domaine de la fissuration en mode I d'ouverture alors que le fonctionnement mécanique d'une chaussée montre clairement l'existence de sollicitations de cisaillement sévère.

D'autre part, les relations étroites du laboratoire avec les entreprises routières (Eurovia durant ce contrat) ont révélé des pathologies nouvelles de décollement des couches de surfaces liées à la fois à des sollicitations de cisaillement de plus en plus sévères des pneumatiques et à la réalisation de couches de plus en plus faible épaisseur. Cette stratégie a permis de positionner deux thèses. Il s'agit de la thèse de Malick Diakhate (2003-2007) sur la fatigue et le comportement des interfaces de chaussées et de la thèse de Farid Bouhas sur le comportement à la fatigue des enrobés (2005-2008). Ces deux sujets très complémentaires font l'objet de

collaborations fortes avec le centre de recherche Eurovia d'une part, l'Ecole de Technologie Supérieure de Montréal (ETS) sur la fatigue par cisaillement d'autre part. Ces travaux ont également permis au laboratoire de participer à deux groupes RILEM Advance Testing Materials (ATB) et Cracking in Asphaltic Pavements (CAP). Dans ces comités techniques, nous sommes positionnés sur un groupe de travail modélisation, un groupe expérimental interface et un groupe expérimental matériaux. Ces deux derniers positionnements ont été possibles grâce à un investissement significatif de la Région Limousin correspondant à l'acquisition d'une presse servohydraulique 10kN avec enceinte climatique en 2006 (145 k€. Cet équipement a déjà fait l'objet d'une lourde campagne d'essais de fatigue avec des résultats probant durant l'été 2006.

5.2.3 Diagnostic des chaussées ( B. Picoux, L. Ulmet, A. Millien, M. Takarti, C. Petit)

L'activité « Diagnostic et Maintenance des ouvrages en service » transversale aux deux axes principaux du laboratoire 3MsGC a débuté en 2004. Les travaux sur ce thème ont commencé par une étude de faisabilité du diagnostic par thermographie infrarouge sur des structures en béton et principalement sur la détection de défauts à l'aide d'une source naturelle ou non. Ce sujet a fait l'objet d'un stage de masser professionnel (Rochant Ramlogun) et d'une communication internationale. Les activités portent depuis 2005 sur le diagnostic des chaussées bitumineuses suite à l'acquisition par la plateforme associant le lycée Caraminot et le laboratoire 3MsGC d'un déflectométre à masse tombante (FWD). Deux stages de Malter professionnel (Damien Lesueur et Stanislas Iserable) ont porté sur l'analyse de données FVVD mesurées sur site (autoroute A75 et commune de Rosier d'Egletons) ainsi que sur la comparaison des résultats FWD avec les résultats classiques de la dynaplaque et de la poutre de Benkelman. Ces stages ont permis d'établir une méthode d'analyse FWD et de donner des solutions de réparation des chaussées étudiées. En parallèle, un stage de Master Recherche (Amine Bettioui) a porté sur l'élaboration sous Castem d'un modèle numérique permettant la simulation d'un essai FWD. Ce modèle permettra par la suite de faire une étude du problème en régime dynamique plutôt qu'en régime statique comme il a été fait jusqu'à présent. La comparaison entre les résultats du modèle et les mesures sur site a été effectuée ainsi qu'une étude des paramètres utiles (paramètres physiques des matériaux utilisés, paramètres des sollicitations rencontrées, données dynamiques, aspects vibratoires ...).