test compression et essai fluage

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test compression et essai fluage

Message par bob651 le Jeu 17 Mai - 18:19

Bonjour
Je voulais savoir pourquoi a la fin d'un essai de compression d'un eprouvette en béton (cylindrique) on obtient un cône.
De plus, je voulais savoir si vous aviez des informations sur le flluage, comment on prend en compte ce phénomène, ...
Cordialement
Bob

bob651

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Jeu 17 Mai - 19:28

</A>

le fuage est une action indirecte qui génére des efforts non négligéables qui peuvent meme engendrer la distruction soudaine ,
son effet est à craindre vis a vis des grande surface ,
l'interaction entre l'effet de retrait et fluage est favorable pour reduire les ferraillage des elements porteurs.
voici un exemple typique du calcul de l'effet du fluage
qui se trouve en fin de ce fichier doc
http://www.zshare.net/download/2-guide06_cle02d8da-doc.html


je vous propose cet article etablit par monsieur farid.benboudjema.
***************************************************
La prédiction des déformations différées du béton est d’une importance prépondérante pour l’étude de la durabilité et de l’aptitude au fonctionnement à long terme des structures en béton (ponts, enceintes de confinement des bâtiments réacteurs nucléaires …). En effet, elles peuvent être à l’origine de la fissuration, de pertes de précontrainte, d’une redistribution des contraintes et même, plus rarement, de la ruine de l’ouvrage. Elles incluent principalement (voir figure 1), pour des bétons ayant atteint leur maturité :

Ø La déformation de retrait de dessiccation , mesurée sur une éprouvette non chargée placée en dessiccation externe.

Ø La déformation de fluage propre , mesurée sur une éprouvette chargée protégée contre la dessiccation externe.

Ø La déformation de fluage dessiccation , déduite à partir des mesures sur une éprouvette en fluage total, soumise à un chargement mécanique et à la dessiccation, simultanément.

La déformation de fluage de dessiccation est en fait la composante additionnelle obtenue en comparant la déformation de fluage total à la somme des déformations élémentaires de retrait de dessiccation et de fluage propre :

(1)

ce qui signifie qu’une éprouvette se déforme plus sous l’effet conjugué de la dessiccation et du chargement mécanique.

Cette décomposition des déformations différées reste, cependant, conventionnelle et ne permet pas de mettre en avant le fait que les mécanismes moteurs soient fortement couplés [1]. En effet, lorsqu’une éprouvette en béton est soumise à la dessiccation, le déséquilibre hygrométrique génère un état d’auto-contraintes : des contraintes de compression en cœur et des contraintes de traction en peau d’éprouvette. Ces contraintes se superposent à celles dues au chargement extérieur, interagissant ainsi avec les déformations de fluage [2]. De plus, les contraintes de traction générées en peau dépassent couramment la limite élastique et induisent donc une fissuration superficielle qui affecte les mesures expérimentales.

L’exploitation directe des résultats d’expériences est alors rendue difficile. Elle ne permet pas, notamment, de quantifier l’effet structural dû à la fissuration, d’identifier le comportement intrinsèque du matériau et donc de proposer des lois constitutives pour ces phénomènes. Il est alors nécessaire de recourir à la modélisation pour séparer la part structurale de la part intrinsèque pour que, dans une démarche d’analyse inverse, chacune des composantes conventionnelles, définies plus haut, soit identifiée.

Dans ce travail, un modèle de fissuration du béton intégrant l’effet du retrait et de fluage est présenté. Après la présentation de la modélisation, des simulations numériques sont menées afin de la valider à l’aide de résultats expérimentaux obtenus par Granger [3]. Puis, la contribution des effets structuraux induits par le séchage est montrée, ainsi que la contribution de chacune des composantes de déformations différées.



Figure 1 : Procédure expérimentale pour obtenir la part de fluage de dessiccation.


2. [url=]Modélisation du séchage et de ses effets sur le béton[/url]




2.1 [url=]Le séchage du béton[/url]





La prise en compte du transport de l’eau au sein du béton est d’une grande importance pour les matériaux cimentaires. En effet, la durabilité des structures est fortement influencée par la teneur en eau, puisque les agents agressifs diffusent dans le béton essentiellement à travers la solution liquide interstitielle. De plus, la teneur en eau influe considérablement sur les évolutions des déformations différées du béton. Ainsi, l’objectif étant de quantifier ces déformations, un modèle de séchage simplifié, est utilisé pour obtenir les évolutions de la teneur en eau. Ce modèle est basé sur la seconde loi de Fick :

(2)

C [l.m-3] est la teneur en eau et D(C) [m2.s-1] est la diffusivité regroupant tous les modes de transport de l’humidité (sous phase liquide et vapeur), dépendant fortement de la teneur en eau.

On se propose d’utiliser la relation proposée par Xi et al. [4] pour évaluer la diffusivité :

(3)

La relation (2)est exprimée en fonction de la teneur en eau, alors que la relation (3) exprime le coefficient de diffusion (équation (3)) en fonction de l’humidité relative. Afin d’exprimer la diffusivité en fonction de la teneur en eau, une isotherme de désorption (reliant la teneur en eau à l’humidité relative : ) doit être utilisée. On utilisera l’équation de l’isotherme de désorption prédite par le modèle BSB [5].


2.2 Retrait de dessiccation libre





Les résultats expérimentaux [6] montrent que la déformation de retrait de dessiccation libre est proportionnelle à l’humidité relative interne, pour des valeurs d’humidité relative comprise entre 40 et 100 %. Ainsi, les modélisations existantes sont en général basées sur cette observation expérimentale [7]. Dans la modélisation adoptée, nous avons choisi d’exprimer le retrait de dessiccation suivant une fonction linéaire de la teneur en eau [8] :

(4)

erd est le tenseur de déformation de retrait de dessiccation intrinsèque, krd [m3.l-1] est le coefficient de compressibilité hydrique et 1 est le tenseur unité.

Le paramètre krd est identifié sur la partie linéaire de la courbe retrait de dessiccation – perte en poids [3]. Cette modélisation reste cohérente au vu des résultats expérimentaux mentionnés ci-dessus, puisque la courbe de l’isotherme de désorption est quasi-linéaire pour des valeurs de l’humidité relative comprises entre 50 et 100 % [6].


2.3 [url=]Le fluage propre[/url]





À l’heure actuelle, les mécanismes du fluage propre du béton ne sont pas parfaitement connus. De nombreuses théories ont été proposées dans la littérature scientifique pour expliquer les phénomènes observés expérimentalement. Cependant, aucune de ces théories n’a encore été acceptée universellement, bien qu’il soit aujourd’hui admis que l’eau joue un rôle fondamental [1]. La modélisation que nous avons adoptée suppose la décomposition du processus de fluage propre en une partie sphérique et déviatorique. L’analyse des résultats expérimentaux de fluage propre multiaxial montre que cette décomposition est pertinente [9]. La partie sphérique est associée au mouvement de l’eau physi-sorbée dans la porosité capillaire (Figure 2, à gauche). Quant à la partie déviatorique, elle est liée au glissement des feuillets de C-S-H dans la nano-porosité (Figure 2, à droite), où l’eau joue le rôle de lubrifiant [9].










Figure 2 : Mécanismes de fluage propre sphérique (à gauche) et déviatorique (à droite).


Dernière édition par le Jeu 17 Mai - 19:47, édité 2 fois
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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Jeu 17 Mai - 19:31

POSITIONNEZ LA SOURIS SUR L'IMAGE POUR ANIMER

À partir des mécanismes proposés, une loi constitutive décrivant l’évolution de la déformation de fluage propre a été obtenue. Ainsi, la déformation de fluage propre sphérique s’écrit [9] :

(5)

ersph et eisph sont les déformations de fluage propre sphérique réversibles et irréversibles, respectivement. Les paramètres krsph et kisph sont des rigidités apparentes, associées aux blocs d’hydrates et aux hydrates intrinsèques respectivement ; hrsph et hisph sont les viscosités apparentes, dépendantes de la viscosité intrinsèque de l’eau et de la géométrie des pores connectés. h est l’humidité relative interne. ssph est la contrainte sphérique. désigne la partie positive de x.

Le processus de déformation déviatorique du fluage propre est gouverné par le système d’équations suivant [9] :

(6)

erdev et eidev sont les tenseurs de déformations de fluage propre déviatoriques réversibles et irréversibles, respectivement. Le paramètre krdev est la rigidité apparente, associée à la capacité portante de l’eau fortement adsorbée dans la porosité des gels d’hydrates, et hrdev et hidev sont les viscosités apparentes, associées aux molécules d’eau fortement adsorbées et faiblement (ou non) adsorbée dans la porosité des gels d’hydrates. sdev est le tenseur de contraintes déviatoriques.


2.4 [url=]Le fluage de dessiccation[/url]





Depuis sa mise en évidence expérimentale, le fluage de dessiccation (appelé aussi l’effet Pickett) est resté jusqu’à l’heure actuelle un phénomène encore très mal expliqué et sujet à controverse dans la communauté scientifique [1].

Il est accepté actuellement que deux mécanismes expliquent le fluage de dessiccation : le fluage de dessiccation structural (« micro-fix effect »), lié à la micro-fissuration et le fluage de dessiccation intrinsèque. Le fluage de dessiccation structural peut être modélisé en utilisant un modèle mécanique adéquat, décrivant correctement le comportement adoucissant du béton, ainsi que le caractère irréversible des déformations mécaniques, liées à la micro-fissuration [2]. Le modèle de fluage de dessiccation intrinsèque le plus utilisé est probablement celui du retrait induit par les contraintes, proposé par Bažant et Xi [7] :

(7)

efd est la déformation de fluage de dessiccation intrinsèque et l [Pa-1] un paramètre matériau.

Nous proposons ici une modification de ce modèle (les raisons seront expliquées plus loin), prenant en compte l’interaction entre la micro-diffusion des molécules d’eau (viscosité hfd [Pa.s], rigidité kfd [Pa]) et du squelette solide. Une loi constitutive de la déformation de fluage de dessiccation intrinsèque a été déduite [10] :

(Cool

q [s] est un paramètre de conversion d’unité.

Ce modèle est similaire à la chaîne de Kelvin. Contrairement au modèle de Bažant et Xi (équation 7), le modèle de Kelvin modifié proposé dans ce travail permet de dissocier les cinétiques de séchage et de déformation de fluage de dessiccation intrinsèque.


2.5 [url=]Le comportement mécanique[/url]





Le comportement mécanique du béton est modélisé à l’aide d’un modèle d’endommagement couplé à la plasticité. La théorie de la plasticité permet de modéliser le caractère partiellement réversible des déformations mécaniques du béton, lorsque le matériau se micro-fissure. La variable d’endommagement décrit la dégradation mécanique de la raideur du béton, initiée par la fissuration. Afin de reproduire correctement les différences qui existent entre les processus d’endommagement en compression et en traction, la variable d’endommagement D est décomposée en une composante de compression Dc et de traction Dt. Le processus d’endommagement est supposé ici isotrope en compression, et orthotrope en traction, où l’orthotropie est initiée par la fissuration (voir figure 3, à gauche). Ainsi, dans le repère des contraintes principales et dans le cas de contraintes planes, le tenseur d’endommagement s’écrit :

(9)

où l’indice t réfère à la traction, tandis que l’indice c réfère à la compression.

Le développement de la micro-fissuration dégrade le tenseur de rigidité du matériau E. Le comportement du matériau non endommagé restant élastique, la relation contraintes-déformations s’écrit alors :

(10)

E0 est le tenseur de rigidité initial, le symbole ˜ réfère aux quantités effectives et ee est le vecteur des déformation élastiques, obtenu à l’aide de la relation suivante :

(11)

e est le vecteur des déformations totales et ep est le vecteur des déformations plastiques, associées à l’ouverture des micro-fissures.

Le couplage entre l’endommagement et la plasticité est basé sur le concept de contraintes effectives. Ainsi, il est admis que l’écoulement plastique est dû uniquement aux quantités effectives [11]. Afin de reproduire correctement le comportement du béton à la fois en compression et en traction, le critère de Drucker-Prager en compression (équation 12) et de Rankine en traction (équation 13) sont adoptés.

(12)

est le second invariant du tenseur de contraintes déviatoriques effectives, est le premier invariant du tenseur de contraintes effectives, est la contraintes résistantes nominales en compression (fonction du paramètre d’écrouissage , [9]), et sont deux paramètres du matériau.

(13)

et sont, respectivement, les contraintes principales effectives et la contrainte nominale résistante en traction, dans la direction i [2].

Ces deux critères permettent de retrouver avec une bonne approximation les surfaces de rupture observées expérimentalement pour des sollicitations biaxiales (voir figure 3, à droite).



Figure 3 : Définitions (à gauche). Comparaison des critères avec les résultats expérimentaux (à droite).


2.6 Le couplage fluage / fissuration





Le couplage entre les modèles de fluage et le modèle mécanique est basé sur le concept des contraintes effectives. Ainsi, le processus de fluage est supposé dû uniquement aux contraintes effectives [10]. Dans les équations constitutives des modèles mécaniques, de fluage propre et de dessiccation, les contraintes et l’humidité relative interviennent. Puisque celles-ci sont susceptibles de varier dans le temps, on adopte une discrétisation affine par morceaux des contraintes et de l’humidité relative durant le pas de temps courant.
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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Jeu 17 Mai - 19:31

3. [url=]Simulations numériques[/url]





Les simulations numériques ont été menées à l’aide du code de calcul CASTEM 2000 développé par le Commissariat à l’Energie Atomique (C.E.A.). Les résultats numériques sont comparés aux résultats expérimentaux obtenus par Granger [3]. Les expériences ont été effectuées sur un béton conservé pendant 28 jours en auto-dessiccation. La salle d’essai est contrôlée en température (20°C ± 1°C) et en humidité relative (50 % ± 5 %).


3.1 Simulation du processus de séchage





Afin de valider le modèle de diffusion hydrique, les évolutions expérimentales et numériques de la perte en poids en fonction du temps sont comparées sur la figure 4 (à gauche).



Figure 4 Comparaison entre les évolutions numériques et expérimentaux de la perte en poids (à gauche). Conditions aux limites des essais de déformations différées (à droite).

Le modèle de diffusion utilisé permet de décrire correctement l’évolution expérimentale de la perte en poids. Les évolutions numériques de la teneur en eau obtenues seront utilisées par la suite pour calculer les déformations de retrait de dessiccation et de fluage (propre et de dessiccation).


3.2 [url=]Mesure des déformations différées[/url]





Les essais de retrait et de fluage ont été menés sur des éprouvettes cylindriques de diamètre 16 cm et de hauteur 100 cm. Les déplacements ont été mesurés sur une base de 50 cm, afin de s’affranchir des effets de bords. Pendant les essais de fluage propre et de fluage total, un effort de compression a été appliqué en tête, correspondant à une contrainte de 12 MPa. Les conditions aux limites pour les différents essais étudiés sont regroupées dans la figure 4 (à droite).


3.2.1 [url=]Essai de retrait de dessiccation[/url]





Les simulations numériques ont été menées en utilisant deux modèles mécaniques : un modèle élastique et le modèle élasto-plastique endommageable orthotrope (EPEO) présenté dans le paragraphe § 2.5. La comparaison des résultats obtenus lors des simulations avec ces modèles permettra de mettre évidence l’effet structural induit par la fissuration.

La comparaison entre les résultats expérimentaux de retrait de dessiccation et les résultats numériques issus des deux différentes modélisations est représentée dans la figure 6(à gauche).

Le modèle EPEO permet de reproduire correctement l’évolution expérimentale du retrait de dessiccation jusqu’à une valeur de la perte en poids d’environ 2 %. Il met en évidence le rôle important de la micro-fissuration sur l’évolution des déformations. L’effet structural est causé par deux phénomènes distincts. Le comportement adoucissant contrôle l’évolution des déformations de retrait de dessiccation en début de séchage (développement de la micro-fissuration), alors que le comportement inélastique gouverne l’évolution finale des déformations en fin de séchage (fermeture partielle des micro-fissures).

Lors de l'essai de retrait de dessiccation, l'éprouvette est soumise à une fissuration en peau (Figure 5, à gauche), et à un état de contraintes fortement inhomogène (Figure 5, à droite).










Figure 5 : Déformées (à gauche) et iso-valeurs (au centree) et profils des contraintes (à droite) lors de l'essai de retrait de dessiccation.





POSITIONNEZ LA SOURIS SUR L'IMAGE POUR ANIMER
3.2.2 [url=]Essai de fluage propre[/url]





Les paramètres gouvernant la déformation de fluage propre peuvent être identifiés séparément, à partir des résultats expérimentaux. La comparaison des résultats expérimentaux (Granger, [3]) avec ceux issus de la simulation, dans la figure 6 (à droite), montre une bonne concordance entre les deux courbes, à la fois à court terme et à long terme.



Figure 6 Comparaison entre l’évolution expérimentale et les évolutions simulées du retrait de dessiccation (à gauche) et de la déformation de fluage propre (à droite) au point
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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Jeu 17 Mai - 19:32

.2.3 Essai de fluage total



Les paramètres des modèles de retrait de dessiccation et de fluage propre ont été identifiés précédemment sur leurs essais associés. Les paramètres du fluage de dessiccation des deux modèles présentés dans le paragraphe § 2-4 sont alors identifiés à partir des déformations mesurées lors de l’essai de fluage total. Deux valeurs du paramètre l ont été identifiées. Le paramètre l1 a été obtenu de façon à retrouver précisément la valeur finale de la déformation de fluage total, tandis que le paramètre l2 permet de reproduire l’évolution expérimentale en début de séchage. Les évolutions simulées des déformations sont comparées à celle obtenue expérimentalement dans la figure 7 (à gauche).



Figure 7 Evolution des déformations différées (à gauche) et des composantes (modèle de Kelvin modifié, à droite) au point A.

Ces simulations montrent que le modèle de Kelvin (équation 8) permet de reproduire correctement et la cinétique et l’amplitude des déformations différées expérimentales. Cela met en évidence que les cinétiques du processus de séchage et de la déformation de fluage de dessiccation intrinsèque sont différentes.

La prévision des déformations de fluage ou de retrait est souvent basée sur des essais à court terme (typiquement 1 à 3 mois, c.f. Bažant, [14]). Les simulations effectuées montrent qu’une identification du paramètre du fluage de dessiccation intrinsèque sur cette durée (paramètre l2,) conduit à des résultats erronés, sur une durée plus importante (en l’occurrence 3 ans, ici).

Les contributions de chacune des composantes de déformations différées en fonction du temps sont reportées dans la figure 7(à droite), pour le modèle de Kelvin modifié uniquement.

Il a été reporté que la contribution de l’effet de la micro-fissuration n’était significative que durant quelques jours, sa contribution devenant nulle assez rapidement par la suite [7]. Les simulations numériques montrent au contraire que la contribution de cette composante reste significative pendant la durée totale de l’essai.

De la même façon que lors de l'essai de retrait de dessiccation, l'éprouvette est soumise à un état de contraintes fortement inhomogène (Figure 8).











Figure 8 Profil des contraintes lors de l'essai de fluage total.





POSITIONNEZ LA SOURIS SUR L'IMAGE POUR ANIMER


4. [url=]Conclusion[/url]





Un cadre de modélisation a été proposé dans ce travail. Il a permis alors de séparer clairement les composantes intrinsèques des déformations, des effets structuraux induits.

Les simulations numériques menées montrent qu’une relation linéaire entre le retrait de dessiccation et la teneur en eau permet de reproduire correctement les résultats expérimentaux obtenus par Granger [3]. Le séchage du béton est à l’origine d’un effet structural significatif, induisant une micro-fissuration en peau, dans les premiers instants, du fait du gradient important de teneur en eau. Puis, la teneur en eau tendant vers une distribution homogène, les micro-fissures se ferment partiellement.

Dans le cas d’un chargement en compression concomitant avec le séchage, les résultats obtenus montrent que les cinétiques de la déformation de fluage de dessiccation intrinsèque et du séchage sont différentes. Ainsi, le modèle proposé basé sur une amélioration du modèle proposé par Bažant et Xi [7] permet de reproduire et la cinétique et l’amplitude de la déformation de fluage de dessiccation. De plus, nous avons mis en évidence que la contribution de la part de déformation de fluage de dessiccation structural reste significative pendant la durée totale de l’essai.


Références





[1] Jennings H.M., Xi Y., Material Science of Concrete (1992) pp. 37 - 69.

[2] Benboudjema F., Meftah F., Torrenti J.-M., “Drying creep : an elasto-plastic damage approach of the structural effect”, FRAMCOS IV, Cachan 28 Mai – 1 Juin 2001, (Balkema, 2001) pp. 169 - 176.

[3] Granger L., Comportement différé du béton dans les enceintes de centrales nucléaires: analyse et modélisation (Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, 1996).

[4] Xi Y., Bažant Z.P., Jennings H.M., Advanced Cement Based Materials (1994) pp. 258 - 266.

[5] Brunauer S., Skalny J., Bodor E.E., Journal of Colloid and Interface Science (1969) pp. 546 - 552.

[6] Baroghel-Bouny V., Mainguy M., Lassabatere T., Coussy O., Cement and Concrete Research (1999) pp. 1225 - 1238.

[7] Bažant Z.P., Xi Y., Materials and Structures (1994) pp. 3 - 14.

[8] Torrenti J.-M., Granger L., Diruy M., Genin P., Revue Française de Génie Civil (1997) pp. 687 - 698.

[9] Benboudjema F., Meftah F., Sellier A., Torrenti J.-M., Heinfling G., “A basic creep model for concrete subjected to multiaxial loads”, FRAMCOS IV, Cachan 28 Mai – 1 Juin, (Balkema, 2001) pp. 161 - 168.

[10] Benboudjema F., Meftah F., Torrenti J.-M., Coupling between drying, shrinkage, shrinkage and creep phenomena in concrete, soumis à publication dans Journal of Engineering Mechanics.

[11] Ju J.W., International Journal of Solids Structures (1989) pp. 803 - 833.

[12] Kupfer H.B., Gerstle K.H., Journal of Engineering Mechanics (1973) pp. 853 - 866.

[13] van Mier J.G.M., Strain-softening of concrete under multiaxial loading conditions (Eindhoven University of Technology, 1984).

[14] Bažant Z.P., Nuclear Engineering Design ( 2001) pp. 27 - 38.
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Re: test compression et essai fluage

Message par bob651 le Jeu 17 Mai - 21:56

Merci pour ces informations
Sinon auriez vous une idée sur la forme conique des eprouvettes détruites à la compression?

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Ven 18 Mai - 0:19

oui c'est à cause des contraites radiales qui genèrent des tractions radiales .selon la théorie des circle du morh , les contrintes principales seront inclinées à 45 ° ce qui génèrent la ruine selon un cone .....c'est une explication sommaire , tu auras le détails
merci
NB voir la theorie rdm circle du morh
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Re: test compression et essai fluage

Message par bob651 le Ven 18 Mai - 17:02

Merci pour ces réponses
J'ai encore une question
Pour faire un béton haute performance il faut un granulat plus fin que pour un béton standard? Quel est le role de la taille du granulat?

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Ven 18 Mai - 17:10

je peux pas te repondre : j'ai que la culture générale concernant le BHP .....qui est déconseillé en zone sismique .
consulte le google pour amples informations .
c'est vraie que la resistance du béton est liée à une granulometrie bien etalonnée ( voir geoege dreux et gorisse ) et surtout diminution du volume intergranulaire qui augmente la resistance à l'ecrasement du béton .
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 11:59

Salut Bob,

Effectivement pour faire un BHP il faut des granulats plus résistants et plus fins que ceux du béton normal. Dans le cas de mes propres essais, le Dmax optimal était 10 mm...

Concernant la réponse de Mr Rachid : "BHP déconseillé en zone sismique", je ne le savais pas mais c'est à cause de la rupture fragile de ces bétons (et non ductile), d'ailleurs on n'a pas le cône observé lors de la rupture des éprouvettes en compression simple...c'est une rupture explosive..et au labo on doit même mettre un écran transparent en verre résistant pour empêcher les débris de s'éparpiller partout....

Salut !

tratec9
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 12:02

Salut Bob et tout le monde : Juste te dire qu'en france il y a François de Larrard, F. Palière et au Canada Pierre Claude Aitcin, ce sont les fix des BHP...

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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 12:05

Désolé encore...

Je n'ai pas écrit le fix j'ai écris un autre équivalent (comme les as..) mais il a été automatiquement traduit par fix.....c'est beau l'informatique mais ...les systèmes expert et l'intelligence artificelle c mieux...

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 12:20

la rupture fragile signifie manque de ductilité !!
voir la définition de la ductilité .
la courbe d'hysterisis a une pente presque nulle sous l'action alternée !!
qui dis fragilité ...signifie non ductile comme la fonte.............c'est claire çà
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 12:41

Bonjour,

Relis bien mon message..je n'ai pas dit le contraire...
Autrement dit, la rupture des BHP est fragile (ie "N'avise pas") alors que le béton standard se fissure, (ie "Avise") se déforme, etc...(C'est plus "Ductile"). A+

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 12:44

le ménanisme de fissuration signifie le transfert des efforts vers les aciers à cause de l'adherance .signifie que la zone est dissipative ductile ,,,,,,,,,,
merci Very Happy
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 12:47

Ok. J'ai même fais des essais d'adhérence sur les BHP par les essais d'arachement (Pull out en anglais). Cette caractéristique est nettement améiorée par rapport au béton courant.

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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 12:49

Ok. J'ai même testé l'adhérence des BHP par des essais d'arrachement (Pull out test en anglais) et les caractéristiques sont nettement améliorées par rapport au beton courant.

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 12:56

oui c'est sur ...........la reglementation en vigueur à l'echelle mondiale interdise le BHP en zone sismique comme l'algerie .
il sera utilisé que dans les barrages ...................
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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 12:58

Le Béton à Hautes Performances (BHP) présente des propriétés mécaniques et physiques supérieures aux bétons ordinaires. Cependant la fragilité des BHP freine leur développement en zone sismique. L'insertion de fibres métallique dans les BHP améliore la ductilité de ces bétons et permet d'envisager cette solution pour l'application industrielle des BHPF aux zones sismiques. Un programme d'essais a été défini pour caractériser l'influence de la longueur des fibres sur les propriétés mécaniques du matériau et sur le comportement de poutres en flexion cyclique et alternée. Les résultats mettent en exergue l'apport des fibres en terme de résistance et de ténacité à l'échelle du matériau. Pour les poutres en flexion, l'apport des fibres en phase pré-pic se distingue par l'augmentation de la rigidité et par l'accroissement de la capacité portante. Toutefois, en phase post-pic, on observe une chute de la ductilité structurelle. La mesure de la dissipation d'énergie révèle une forte augmentation du caractère dissipatif des BHPF, et apporte une information supplémentaire en phase post-pic. Pour la modélisation, une approche est effectuée en introduisant la contribution des fibres dans la loi de comportement des BHPF. L'étude numérique présente la modélisation en compression et en traction des matériaux et pose le problème de la prise en compte de la perte d'adhérence entre armatures et béton. Les lois proposées sont introduites dans un code de calcul (EfiCoS). La simulation des essais de poutres a été abordée en modélisant l'enveloppe cyclique et les boucles d'hystérésis. La pertinence des modèles est analysée par rapport aux expérimentations et montre une bonne concordance entre essai et résultats numériques. En conclusion, l'étude expérimentale montre l'efficacité structurelle des BHPF en pré-pic. Elle souligne aussi qu'un compromis entre capacité de déplacement et de dissipation de la structure est à rechercher en post-pic.
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 13:04

Bravo ! (Cite moi la réf. STP). J'ai fait personnellement des essais sur éprouvettes et le but c'était d'examiner le côté matériau, ie le côté modélisation etc..je ne le touchais pas.
(je vous parle des années 90 déjà !!).

Une question : Comment est défini le BHP ds la réglementation Algérienne ? (A partir de quel rang de résistance). Merci

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 13:07

meme pour pouvoir appliquer le formalisme du béton armé aux états limites , la fourchette actuelle maximale est de 60 MPA .
40 MPA vis à vis du BAEL 80
au dela de cette resistance .tu ne pourras pas utiliser le reglement BAEL .


Dernière édition par le Sam 19 Mai - 13:10, édité 2 fois
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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 13:08

LE BHP est à proscrire en zone sismique .c'est un axiome à respecter aveuglement sinon l'afaire sera pinale juridiquement
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 13:42

D'accord pour le 1er message (la plupart des réglementations en vigueur fixe la limite sup des bétons courants à 60 MPa, que ce soit le BAEL, l'EC2, l'ACI, etc...).

Pour le 2e message : Je ne respecte rien aveuglement !! (peut êtrele feu rouge ! ah ! ah ! je plaisante). Je veux dire qu'il doit y avoir surement un article du style "l'utilisation des BHP...est interdite en zone sismique..."

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Re: test compression et essai fluage

Message par bentafat_rachid le Sam 19 Mai - 13:58

en zone sismique , il faut utiliser les fibres metaliques , ce sera uniquement pour un ouvrage stratégique comme centrale nucléaire .........en batiment c'est de la follie de l'utiliser , ce sera la ruine economique
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Re: test compression et essai fluage

Message par tratec9 le Sam 19 Mai - 14:54

Naturellement, rien ne justifie leur utilisation en batiment courant...dans mon cas précis c'était pour des piles de pont..quant aux fibres...Pourquoi pas des fibres de verre (ou de carbone KEVLER !!)

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