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Technique
et des SAFE
voiles beacuteton armeacute
(METLDRAST)
- -
avril 2002
Preacutesentation interpreacutetation essais
en solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF-SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
publieacute agrave la demande du Ministegravere de Equipement des Transports et du Logement
Direction de la Recherche et des Affaires Scientifiques et Techniques
Commande Ndeg 02 MGC 3 11
Siegravege social et secreacutetariat 28 rue des Saints-Pegraveres 75343 PARIS Cedex 07-
Teacutel 01 44 58 28 40 Fax 01 44 58 28 41 E-mail afpsmailenpcfr
association deacuteclareacutee (loi du 1middot juillet 1901) sans but lucratifmiddot non inscrite au registre du commercemiddot siret 330 631 565 00026 bull APE 731 Z
Les articles sont publieacutes sous la responsabiliteacute de leurs auteurs et ne sauraient engager celle de lAFPS
ISSN ndeg 1270 - 7570
AFPS 28 rue des Saints-Pegraveres 75343 Paris Cedex 07 teacutel 01 44 58 28 40 -fax 041 44 58 28 41 -E-mail afpsmailenpcfr
Site internet (provisoire) wwwmultimaniacomafps Site internet (en preacuteparation) wwwafps-seismeorg
Cahier technique AFPS - avril 2002
SOMMAIRE
Preacuteface p 5
Pierre-Yves BARD Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique
0 Introduction - p 7
1 Description geacuteomeacutetrique des murs - p 8
2 Caracteacuterisation des mateacuteriaux - p 9
21 Caracteacuteristiques du beacuteton p 9
22 Caracteacuteristiques des aciers p 11
3 Proceacutedure dessais p 12 -
31 Le dispositif expeacuterimental p 12
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique p 13
33 Les seacutequences dessais p 14
4 Reacutesultats dessais p 17 -
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5 p 17
42 Synthegravese des autres reacutesultats p 19
5 - Interpreacutetation des essais p 24
51 Introduction p 24
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement p 24
521 Rigiditeacute initiale p 24
522 Amortissement p 25
523 Courbe effort - deacuteformation p 26
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique p 26
531 Approches reacuteglementaires p 26
532 Approche de type best estimate p 28
54 Estimation de la reacutesistance dynamique p 29
541 Approche en force p 29
542 Approche en deacuteplacement p 30
55 Estimation des deacuteplacements p 31
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees p 32
6 - Conclusions p 35
7 - Reacutefeacuterences p 36
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
PREFACE
Ce cahier technique preacutesente une synthegravese des essais SAFE et de leurs reacutesultats essais pseudo-dynamiques effectueacutes agrave ISPRA et concernant le comportement en cisaillement de voiles en beacuteton armeacute agrave faible eacutelancement geacuteomeacutetrique
Ces essais ont deacutejagrave fait lobjet de plusieurs communications techniques speacutecifiques (notamment au vegraveme colloque AFPS) et lobjet essentiel ici est surtout den preacutesenter une vue densemble Les deux auteurs deacutejagrave fort actifs au sein de lAFPS doivent ecirctre particuliegraverement remercieacutes pour cette nouvelle contribution et le travail quelle repreacutesente Mecircme si le domaine dutilisation des eacuteleacutements de structure eacutetudieacutes ici est assez restreint (nucleacuteaire essentiellement) la deacutemarche geacuteneacuterale est exemplaire et meacuteriterait decirctre eacutetendue agrave dautres types deacuteleacutements de structure pour bien calibrer le degreacute de conservatisme des meacutethodes de dimensionnement actuelles [il faut bien convenir cependant que lon se heurte assez vite alors aux problegravemes de coucirct]
Sur un plan plus technique il apparaicirct deacutelicat et dangereux au sismologue limiteacute que je suis de maventurer dans des discussions de fond sur les reacutesultats obtenus Je me bornerai donc agrave mentionner briegravevement les principaux enseignements que jen retiens mais en incitant fortement le lecteur agrave deacutepasser la preacuteface et agrave lire lensemble du document Les murs de beacuteton armeacute bien conccedilus peuvent preacutesenter une ductiliteacute tregraves importante et une forte non-lineacuteariteacute avec une deacutecroissance tregraves importante de la rigiditeacute initiale et des distorsions maximales admissibles allant jusquagrave 05 Les capaciteacutes de reacutesistance statique reacuteelles sont conformes aux attentes et sensiblement supeacuterieures aux valeurs reacuteglementaires En revanche les deacuteplacements maximaux reacuteels sont largement supeacuterieurs aux estimations (facteurs pouvant aller jusquagrave 10) en liaison avec dimportantes chutes de rigiditeacute
Il reste que de tels essais ne donnent directement accegraves quaux coefficients de ductiliteacute locale Mecircme si lon peut espeacuterer que des modegraveles de calcul bien calibreacutes sur des eacuteleacutements de structure puissent permettre dapprocher le comportement global dun assemblage complexe deacuteleacutements il semble indispensable de mener aussi des eacutetudes expeacuterimentales sur des structures complegravetes reacuteelles Les essais CASSBA I CAMUS en ont eacuteteacute dexcellents exemples en laboratoire Et cest ici que le sismologue que je reste saventure malgreacute tout agrave se permettre un conseil agrave ses collegravegues des structures sil est une leccedilon que nous reacuteapprennent systeacutematiquement tous les eacuteveacutenements (grands et modeacutereacutes) bien enregistreacutes cest quil nous faut rester humbles et reacuteceptifs precircts agrave deacutecouvrir de
nouveaux effets meacuteconnus ou agrave corriger certaines ideacutees communeacutement accepteacutees mais fausses Seuls les enregistrements acceacuteleacuteromeacutetriques in situ ont reacuteellement fait avancer les connaissances en sismologie des mouvements forts (gracircce aussi bien sucircr agrave tous les efforts dinterpreacutetation et de modeacutelisation posteacuterieurs agrave lobservation de ces donneacutees) Jai la faiblesse de penser quil pourrait en aller de mecircme pour le comportement des structures et quil est aussi urgent de reacutefleacutechir en Europe agrave un programme ambitieux dinstrumentation acceacuteleacuteromeacutetrique in situ des bacirctiments et structures
Pierre-Yves BARD
Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique de lAFPS
5
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
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Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
Cahier technique AFPS - avril 2002
08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
Cahier technique AFPS - avril 2002
Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
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3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
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7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Les articles sont publieacutes sous la responsabiliteacute de leurs auteurs et ne sauraient engager celle de lAFPS
ISSN ndeg 1270 - 7570
AFPS 28 rue des Saints-Pegraveres 75343 Paris Cedex 07 teacutel 01 44 58 28 40 -fax 041 44 58 28 41 -E-mail afpsmailenpcfr
Site internet (provisoire) wwwmultimaniacomafps Site internet (en preacuteparation) wwwafps-seismeorg
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SOMMAIRE
Preacuteface p 5
Pierre-Yves BARD Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique
0 Introduction - p 7
1 Description geacuteomeacutetrique des murs - p 8
2 Caracteacuterisation des mateacuteriaux - p 9
21 Caracteacuteristiques du beacuteton p 9
22 Caracteacuteristiques des aciers p 11
3 Proceacutedure dessais p 12 -
31 Le dispositif expeacuterimental p 12
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique p 13
33 Les seacutequences dessais p 14
4 Reacutesultats dessais p 17 -
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5 p 17
42 Synthegravese des autres reacutesultats p 19
5 - Interpreacutetation des essais p 24
51 Introduction p 24
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement p 24
521 Rigiditeacute initiale p 24
522 Amortissement p 25
523 Courbe effort - deacuteformation p 26
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique p 26
531 Approches reacuteglementaires p 26
532 Approche de type best estimate p 28
54 Estimation de la reacutesistance dynamique p 29
541 Approche en force p 29
542 Approche en deacuteplacement p 30
55 Estimation des deacuteplacements p 31
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees p 32
6 - Conclusions p 35
7 - Reacutefeacuterences p 36
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PREFACE
Ce cahier technique preacutesente une synthegravese des essais SAFE et de leurs reacutesultats essais pseudo-dynamiques effectueacutes agrave ISPRA et concernant le comportement en cisaillement de voiles en beacuteton armeacute agrave faible eacutelancement geacuteomeacutetrique
Ces essais ont deacutejagrave fait lobjet de plusieurs communications techniques speacutecifiques (notamment au vegraveme colloque AFPS) et lobjet essentiel ici est surtout den preacutesenter une vue densemble Les deux auteurs deacutejagrave fort actifs au sein de lAFPS doivent ecirctre particuliegraverement remercieacutes pour cette nouvelle contribution et le travail quelle repreacutesente Mecircme si le domaine dutilisation des eacuteleacutements de structure eacutetudieacutes ici est assez restreint (nucleacuteaire essentiellement) la deacutemarche geacuteneacuterale est exemplaire et meacuteriterait decirctre eacutetendue agrave dautres types deacuteleacutements de structure pour bien calibrer le degreacute de conservatisme des meacutethodes de dimensionnement actuelles [il faut bien convenir cependant que lon se heurte assez vite alors aux problegravemes de coucirct]
Sur un plan plus technique il apparaicirct deacutelicat et dangereux au sismologue limiteacute que je suis de maventurer dans des discussions de fond sur les reacutesultats obtenus Je me bornerai donc agrave mentionner briegravevement les principaux enseignements que jen retiens mais en incitant fortement le lecteur agrave deacutepasser la preacuteface et agrave lire lensemble du document Les murs de beacuteton armeacute bien conccedilus peuvent preacutesenter une ductiliteacute tregraves importante et une forte non-lineacuteariteacute avec une deacutecroissance tregraves importante de la rigiditeacute initiale et des distorsions maximales admissibles allant jusquagrave 05 Les capaciteacutes de reacutesistance statique reacuteelles sont conformes aux attentes et sensiblement supeacuterieures aux valeurs reacuteglementaires En revanche les deacuteplacements maximaux reacuteels sont largement supeacuterieurs aux estimations (facteurs pouvant aller jusquagrave 10) en liaison avec dimportantes chutes de rigiditeacute
Il reste que de tels essais ne donnent directement accegraves quaux coefficients de ductiliteacute locale Mecircme si lon peut espeacuterer que des modegraveles de calcul bien calibreacutes sur des eacuteleacutements de structure puissent permettre dapprocher le comportement global dun assemblage complexe deacuteleacutements il semble indispensable de mener aussi des eacutetudes expeacuterimentales sur des structures complegravetes reacuteelles Les essais CASSBA I CAMUS en ont eacuteteacute dexcellents exemples en laboratoire Et cest ici que le sismologue que je reste saventure malgreacute tout agrave se permettre un conseil agrave ses collegravegues des structures sil est une leccedilon que nous reacuteapprennent systeacutematiquement tous les eacuteveacutenements (grands et modeacutereacutes) bien enregistreacutes cest quil nous faut rester humbles et reacuteceptifs precircts agrave deacutecouvrir de
nouveaux effets meacuteconnus ou agrave corriger certaines ideacutees communeacutement accepteacutees mais fausses Seuls les enregistrements acceacuteleacuteromeacutetriques in situ ont reacuteellement fait avancer les connaissances en sismologie des mouvements forts (gracircce aussi bien sucircr agrave tous les efforts dinterpreacutetation et de modeacutelisation posteacuterieurs agrave lobservation de ces donneacutees) Jai la faiblesse de penser quil pourrait en aller de mecircme pour le comportement des structures et quil est aussi urgent de reacutefleacutechir en Europe agrave un programme ambitieux dinstrumentation acceacuteleacuteromeacutetrique in situ des bacirctiments et structures
Pierre-Yves BARD
Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique de lAFPS
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Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
- 7 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
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Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
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Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
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Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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SOMMAIRE
Preacuteface p 5
Pierre-Yves BARD Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique
0 Introduction - p 7
1 Description geacuteomeacutetrique des murs - p 8
2 Caracteacuterisation des mateacuteriaux - p 9
21 Caracteacuteristiques du beacuteton p 9
22 Caracteacuteristiques des aciers p 11
3 Proceacutedure dessais p 12 -
31 Le dispositif expeacuterimental p 12
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique p 13
33 Les seacutequences dessais p 14
4 Reacutesultats dessais p 17 -
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5 p 17
42 Synthegravese des autres reacutesultats p 19
5 - Interpreacutetation des essais p 24
51 Introduction p 24
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement p 24
521 Rigiditeacute initiale p 24
522 Amortissement p 25
523 Courbe effort - deacuteformation p 26
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique p 26
531 Approches reacuteglementaires p 26
532 Approche de type best estimate p 28
54 Estimation de la reacutesistance dynamique p 29
541 Approche en force p 29
542 Approche en deacuteplacement p 30
55 Estimation des deacuteplacements p 31
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees p 32
6 - Conclusions p 35
7 - Reacutefeacuterences p 36
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PREFACE
Ce cahier technique preacutesente une synthegravese des essais SAFE et de leurs reacutesultats essais pseudo-dynamiques effectueacutes agrave ISPRA et concernant le comportement en cisaillement de voiles en beacuteton armeacute agrave faible eacutelancement geacuteomeacutetrique
Ces essais ont deacutejagrave fait lobjet de plusieurs communications techniques speacutecifiques (notamment au vegraveme colloque AFPS) et lobjet essentiel ici est surtout den preacutesenter une vue densemble Les deux auteurs deacutejagrave fort actifs au sein de lAFPS doivent ecirctre particuliegraverement remercieacutes pour cette nouvelle contribution et le travail quelle repreacutesente Mecircme si le domaine dutilisation des eacuteleacutements de structure eacutetudieacutes ici est assez restreint (nucleacuteaire essentiellement) la deacutemarche geacuteneacuterale est exemplaire et meacuteriterait decirctre eacutetendue agrave dautres types deacuteleacutements de structure pour bien calibrer le degreacute de conservatisme des meacutethodes de dimensionnement actuelles [il faut bien convenir cependant que lon se heurte assez vite alors aux problegravemes de coucirct]
Sur un plan plus technique il apparaicirct deacutelicat et dangereux au sismologue limiteacute que je suis de maventurer dans des discussions de fond sur les reacutesultats obtenus Je me bornerai donc agrave mentionner briegravevement les principaux enseignements que jen retiens mais en incitant fortement le lecteur agrave deacutepasser la preacuteface et agrave lire lensemble du document Les murs de beacuteton armeacute bien conccedilus peuvent preacutesenter une ductiliteacute tregraves importante et une forte non-lineacuteariteacute avec une deacutecroissance tregraves importante de la rigiditeacute initiale et des distorsions maximales admissibles allant jusquagrave 05 Les capaciteacutes de reacutesistance statique reacuteelles sont conformes aux attentes et sensiblement supeacuterieures aux valeurs reacuteglementaires En revanche les deacuteplacements maximaux reacuteels sont largement supeacuterieurs aux estimations (facteurs pouvant aller jusquagrave 10) en liaison avec dimportantes chutes de rigiditeacute
Il reste que de tels essais ne donnent directement accegraves quaux coefficients de ductiliteacute locale Mecircme si lon peut espeacuterer que des modegraveles de calcul bien calibreacutes sur des eacuteleacutements de structure puissent permettre dapprocher le comportement global dun assemblage complexe deacuteleacutements il semble indispensable de mener aussi des eacutetudes expeacuterimentales sur des structures complegravetes reacuteelles Les essais CASSBA I CAMUS en ont eacuteteacute dexcellents exemples en laboratoire Et cest ici que le sismologue que je reste saventure malgreacute tout agrave se permettre un conseil agrave ses collegravegues des structures sil est une leccedilon que nous reacuteapprennent systeacutematiquement tous les eacuteveacutenements (grands et modeacutereacutes) bien enregistreacutes cest quil nous faut rester humbles et reacuteceptifs precircts agrave deacutecouvrir de
nouveaux effets meacuteconnus ou agrave corriger certaines ideacutees communeacutement accepteacutees mais fausses Seuls les enregistrements acceacuteleacuteromeacutetriques in situ ont reacuteellement fait avancer les connaissances en sismologie des mouvements forts (gracircce aussi bien sucircr agrave tous les efforts dinterpreacutetation et de modeacutelisation posteacuterieurs agrave lobservation de ces donneacutees) Jai la faiblesse de penser quil pourrait en aller de mecircme pour le comportement des structures et quil est aussi urgent de reacutefleacutechir en Europe agrave un programme ambitieux dinstrumentation acceacuteleacuteromeacutetrique in situ des bacirctiments et structures
Pierre-Yves BARD
Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique de lAFPS
5
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Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
- 7 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
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Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
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Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
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Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
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Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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PREFACE
Ce cahier technique preacutesente une synthegravese des essais SAFE et de leurs reacutesultats essais pseudo-dynamiques effectueacutes agrave ISPRA et concernant le comportement en cisaillement de voiles en beacuteton armeacute agrave faible eacutelancement geacuteomeacutetrique
Ces essais ont deacutejagrave fait lobjet de plusieurs communications techniques speacutecifiques (notamment au vegraveme colloque AFPS) et lobjet essentiel ici est surtout den preacutesenter une vue densemble Les deux auteurs deacutejagrave fort actifs au sein de lAFPS doivent ecirctre particuliegraverement remercieacutes pour cette nouvelle contribution et le travail quelle repreacutesente Mecircme si le domaine dutilisation des eacuteleacutements de structure eacutetudieacutes ici est assez restreint (nucleacuteaire essentiellement) la deacutemarche geacuteneacuterale est exemplaire et meacuteriterait decirctre eacutetendue agrave dautres types deacuteleacutements de structure pour bien calibrer le degreacute de conservatisme des meacutethodes de dimensionnement actuelles [il faut bien convenir cependant que lon se heurte assez vite alors aux problegravemes de coucirct]
Sur un plan plus technique il apparaicirct deacutelicat et dangereux au sismologue limiteacute que je suis de maventurer dans des discussions de fond sur les reacutesultats obtenus Je me bornerai donc agrave mentionner briegravevement les principaux enseignements que jen retiens mais en incitant fortement le lecteur agrave deacutepasser la preacuteface et agrave lire lensemble du document Les murs de beacuteton armeacute bien conccedilus peuvent preacutesenter une ductiliteacute tregraves importante et une forte non-lineacuteariteacute avec une deacutecroissance tregraves importante de la rigiditeacute initiale et des distorsions maximales admissibles allant jusquagrave 05 Les capaciteacutes de reacutesistance statique reacuteelles sont conformes aux attentes et sensiblement supeacuterieures aux valeurs reacuteglementaires En revanche les deacuteplacements maximaux reacuteels sont largement supeacuterieurs aux estimations (facteurs pouvant aller jusquagrave 10) en liaison avec dimportantes chutes de rigiditeacute
Il reste que de tels essais ne donnent directement accegraves quaux coefficients de ductiliteacute locale Mecircme si lon peut espeacuterer que des modegraveles de calcul bien calibreacutes sur des eacuteleacutements de structure puissent permettre dapprocher le comportement global dun assemblage complexe deacuteleacutements il semble indispensable de mener aussi des eacutetudes expeacuterimentales sur des structures complegravetes reacuteelles Les essais CASSBA I CAMUS en ont eacuteteacute dexcellents exemples en laboratoire Et cest ici que le sismologue que je reste saventure malgreacute tout agrave se permettre un conseil agrave ses collegravegues des structures sil est une leccedilon que nous reacuteapprennent systeacutematiquement tous les eacuteveacutenements (grands et modeacutereacutes) bien enregistreacutes cest quil nous faut rester humbles et reacuteceptifs precircts agrave deacutecouvrir de
nouveaux effets meacuteconnus ou agrave corriger certaines ideacutees communeacutement accepteacutees mais fausses Seuls les enregistrements acceacuteleacuteromeacutetriques in situ ont reacuteellement fait avancer les connaissances en sismologie des mouvements forts (gracircce aussi bien sucircr agrave tous les efforts dinterpreacutetation et de modeacutelisation posteacuterieurs agrave lobservation de ces donneacutees) Jai la faiblesse de penser quil pourrait en aller de mecircme pour le comportement des structures et quil est aussi urgent de reacutefleacutechir en Europe agrave un programme ambitieux dinstrumentation acceacuteleacuteromeacutetrique in situ des bacirctiments et structures
Pierre-Yves BARD
Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique de lAFPS
5
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
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Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
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32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
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4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
PREFACE
Ce cahier technique preacutesente une synthegravese des essais SAFE et de leurs reacutesultats essais pseudo-dynamiques effectueacutes agrave ISPRA et concernant le comportement en cisaillement de voiles en beacuteton armeacute agrave faible eacutelancement geacuteomeacutetrique
Ces essais ont deacutejagrave fait lobjet de plusieurs communications techniques speacutecifiques (notamment au vegraveme colloque AFPS) et lobjet essentiel ici est surtout den preacutesenter une vue densemble Les deux auteurs deacutejagrave fort actifs au sein de lAFPS doivent ecirctre particuliegraverement remercieacutes pour cette nouvelle contribution et le travail quelle repreacutesente Mecircme si le domaine dutilisation des eacuteleacutements de structure eacutetudieacutes ici est assez restreint (nucleacuteaire essentiellement) la deacutemarche geacuteneacuterale est exemplaire et meacuteriterait decirctre eacutetendue agrave dautres types deacuteleacutements de structure pour bien calibrer le degreacute de conservatisme des meacutethodes de dimensionnement actuelles [il faut bien convenir cependant que lon se heurte assez vite alors aux problegravemes de coucirct]
Sur un plan plus technique il apparaicirct deacutelicat et dangereux au sismologue limiteacute que je suis de maventurer dans des discussions de fond sur les reacutesultats obtenus Je me bornerai donc agrave mentionner briegravevement les principaux enseignements que jen retiens mais en incitant fortement le lecteur agrave deacutepasser la preacuteface et agrave lire lensemble du document Les murs de beacuteton armeacute bien conccedilus peuvent preacutesenter une ductiliteacute tregraves importante et une forte non-lineacuteariteacute avec une deacutecroissance tregraves importante de la rigiditeacute initiale et des distorsions maximales admissibles allant jusquagrave 05 Les capaciteacutes de reacutesistance statique reacuteelles sont conformes aux attentes et sensiblement supeacuterieures aux valeurs reacuteglementaires En revanche les deacuteplacements maximaux reacuteels sont largement supeacuterieurs aux estimations (facteurs pouvant aller jusquagrave 10) en liaison avec dimportantes chutes de rigiditeacute
Il reste que de tels essais ne donnent directement accegraves quaux coefficients de ductiliteacute locale Mecircme si lon peut espeacuterer que des modegraveles de calcul bien calibreacutes sur des eacuteleacutements de structure puissent permettre dapprocher le comportement global dun assemblage complexe deacuteleacutements il semble indispensable de mener aussi des eacutetudes expeacuterimentales sur des structures complegravetes reacuteelles Les essais CASSBA I CAMUS en ont eacuteteacute dexcellents exemples en laboratoire Et cest ici que le sismologue que je reste saventure malgreacute tout agrave se permettre un conseil agrave ses collegravegues des structures sil est une leccedilon que nous reacuteapprennent systeacutematiquement tous les eacuteveacutenements (grands et modeacutereacutes) bien enregistreacutes cest quil nous faut rester humbles et reacuteceptifs precircts agrave deacutecouvrir de
nouveaux effets meacuteconnus ou agrave corriger certaines ideacutees communeacutement accepteacutees mais fausses Seuls les enregistrements acceacuteleacuteromeacutetriques in situ ont reacuteellement fait avancer les connaissances en sismologie des mouvements forts (gracircce aussi bien sucircr agrave tous les efforts dinterpreacutetation et de modeacutelisation posteacuterieurs agrave lobservation de ces donneacutees) Jai la faiblesse de penser quil pourrait en aller de mecircme pour le comportement des structures et quil est aussi urgent de reacutefleacutechir en Europe agrave un programme ambitieux dinstrumentation acceacuteleacuteromeacutetrique in situ des bacirctiments et structures
Pierre-Yves BARD
Preacutesident du Comiteacute Scientifique et Technique de lAFPS
5
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
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Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
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response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
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compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
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3
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32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
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4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
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des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
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La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
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4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Preacutesentation et interpreacutetation des essais SAFE
voiles en beacuteton armeacute solliciteacutes en cisaillement
Pierre-Alain NAZEacute (EDF SEPTEN) et Jean-Franccedilois SIDANER (COGEMA)
O INTRODUCTION
Le programme SAFE (Structures Armeacutees Faiblement Eacutelanceacutees) a eu pour objet la caracteacuterisation expeacuterimentale du comportement dynamique de voiles de contreventement reacutealiseacutes en beacuteton armeacute de faible eacutelancement geacuteomeacutetrique Ce programme expeacuterimental est constitueacute dune seacuterie de 13 tests pseudo-dynamiques reacutealiseacutes sur des maquettes chargeacutees en cisaillement pur associeacutes agrave des essais compleacutementaires de caracteacuterisation du comportement des mateacuteriaux constitutifs des maquettes Ces essais se sont deacuterouleacutes au laboratoire ELSA (European Laboratory for Structural Assessment) agrave ISPRA en Italie agrave la demande dEDF (Eacutelectriciteacute de France) et COGEMA (Compagnie Geacuteneacuterale pour les Matiegraveres Nucleacuteaires) avec le support de la Commission Europeacuteenne
Chacune des treize maquettes a eacuteteacute soumise agrave une succession de chargements temporels repreacutesenshytatifs dun spectre sismique lisseacute dintensiteacute croissante Les mesures effectueacutees sont des mesures
defforts de deacuteplacements et de deacuteformations locales agrave chaque pas de temps on dispose donc de la variation temporelle de chaque mesure Les chargements ont eacuteteacute successivement majoreacutes jusquagrave mobiliser la ruine de la fonction de contreventement horizontal caracteacuteriseacutee par une perte de la rigishyditeacute horizontale et des grandes distorsions
Chacun des essais constituant un test est effectueacute de faccedilon pseudo-dynamique Contrairement agrave un essai dynamique sur table vibrante la meacutethode pseudo-dynamique est une meacutethode hybride numeacuterishy
queexpeacuterimentale qui combine le calcul du deacuteplacement de la structure (ici la translation horizontale)
et la mesure de la force employeacutee pour imposer ce deacuteplacement Les forces dinertie (et eacuteventuelleshy
ment damortissement visqueux) dun tel essai sont calculeacutees numeacuteriquement ce qui permet de reacutealishyser le test avec une eacutechelle de temps dilateacutee Il devient ainsi tregraves simple de varier la freacutequence propre du systegraveme en changeant simplement la valeur de la masse de translation utiliseacutee dans lalgorithme
de pilotage de lessai
Les tests T1 agrave T4 constituent des tests de mise au point du protocole expeacuterimental ces tests ont permis dameacuteliorer la repreacutesentativiteacute des maquettes au niveau des conditions de reacutealisation des voishyles et surtout de choisir lalgorithme dinteacutegration temporelle le plus approprieacute pour piloter les essais pseudo-dynamiques Ces quatre premiegraveres seacuteries concernaient des murs de 16 cm deacutepaisseur
Les tests principaux T5 agrave T12 sappliquent agrave des murs dont leacutepaisseur a eacuteteacute porteacutee agrave 20 cm Ils diffegraveshyrent les uns des autres du fait de la proportion de ferraillage des murs de la freacutequence propre eacutelastishy
que initiale du systegraveme pseudo-dynamique et de la valeur de la charge verticale moyenne appliqueacutee
en tecircte de mur pendant le test Le test T13 est une reacuteplique du test TB ce test
- 7 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
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08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
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32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
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des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
compleacutementaire a permis de mettre en oeuvre un renforcement sur les deux faces du mur obtenu agrave
laide de bandes verticales et horizontales du mateacuteriau composite TFC (Tissu agrave Fibre de Carbone)
deacuteveloppeacute par lentreprise FREYSSINET
Chaque test principal comprend au moins 3 essais reacutealiseacutes en variant lintensiteacute de lacceacuteleacuterogramme
de reacutefeacuterence
Ce document preacutesente les essais reacutealiseacutes dans le cadre de ce programme SAFE
bull La geacuteomeacutetrie des murs les caracteacuteristiques des mateacuteriaux employeacutes et le dispositif expeacuterimental
utiliseacute sont respectivement exposeacutes dans les parties 1 2 et 3
bull La syntheacutese des reacutesultats expeacuterimentaux est preacutesenteacutee dans la partie 4
bull La partie 5 est consacreacutee agrave linterpreacutetation de ces essais pour ce qui concerne en particulier le
comportement ineacutelastique dissipatif de ces murs et la quantification des marges procureacutees vis-agraveshy
vis des regravegles de dimensionnement
Un descriptif du protocole expeacuterimental et quelques reacutesultats expeacuterimentaux issus de ces essais ont
eacuteteacute preacutesenteacutes au cinquiegraveme colloque national de lAFPS seuls les eacuteleacutements principaux sont donc
repris ici
1 DESCRIPTION GEacuteOMEacuteTRIQUE DES MURS
Les murs testeacutes sont faiblement eacutelanceacutes avec une hauteur de 120 m pour 3 OO m de longueur (voir
Figure 1 ) Leur eacutepaisseur est de 016 m pour les essais de T1 agrave T 4 et de 020 m pour les tests de T5 agrave
T13 de maniegravere agrave eacuteliminer le risque de rupture en flexion
Le mur est inteacutegreacute dans une structure dont les dimensions sont indiqueacutees agrave la Figure 2
Deux retours terminent le mur pour figurer les voiles en retour preacutesents dans un bacirctiment ainsi que
pour servir de raidisseur
Deux longrines (haute et basse) fortement ferrailleacutees ont pour fonction dassurer la transmission des
efforts de cisaillement apporteacutes par des veacuterins et la fixation au sol sans possibiliteacute de deacutecollement en
pied ou de rotation en tecircte
Agrave noter les encoches agrave la base de la longrine infeacuterieure permettant dinseacuterer des cales en fer pour
preacutevenir le glissement du speacutecimen Agrave noter eacutegalement les 2 entailles aux extreacutemiteacutes de la longrine
supeacuterieure permettant de loger les veacuterins verticaux de controcircle de la rotation
Figure 1 Vue du corps deacutepreuve T12 middot
- 8 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
Cahier technique AFPS - avril 2002
08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
Cahier technique AFPS - avril 2002
Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
- 10 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
- 13 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
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Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
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Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
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Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
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600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
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console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
- ________ ____-----004 -------- ) 2 ) ) ) ) ) ) 25
Cahier technique AFPS - avril 2002
08
016 020 12 08
064
0 05 05 05 05 05 05 0 125
Figure 2 Description geacuteomeacutetrique du voile T12 et de ses conditions aux limites
2 CARACTEacuteRISATION DES MATEacuteRIAUX
21 Caracteacuteristiques du beacuteton
Deux compositions de beacuteton ont eacuteteacute utiliseacutees
bull Pour les essais T1 agrave T3 la composition du beacuteton utiliseacutee par le constructeur des murs pour
obtenir la reacutesistance en compression speacutecifieacutee dans le cahier des charges eacutetait la suivante 3
ciment 290kgm3 3 3granulat 05 660kgm granulat 412 470kgm granulat 1020 720kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Ce dosage conduisait agrave une reacutesistance en compression de 35MPa au bout de 28 jours Ce beacuteton
a eacuteteacute utiliseacute pour les tests T1 agrave T3 Mais la granulomeacutetrie choisie ayant eacuteteacute jugeacutee mal adapteacutee
une autre composition a eacuteteacute utiliseacutee pour les essais suivants
bull Pour les essais T4 agrave T13 sur base de la reacutesistance en compression (sur cube) et de la reacute-
sistance en traction (fendage) la composition suivante a eacuteteacute retenue 3
ciment 350kgm3 3 3granulat 05 760kgm granulat 412 440kgm granulat 1020 660kgm
3eau 1751m
pas de fluidifiant
Les caracteacuteristiques meacutecaniques de ce beacuteton sont reacutecapituleacutees dans le Tableau 1 Ce beacuteton a eacuteteacute
utiliseacute pour les tests T 4 agrave T13
- 9 -
bull 458
bull 387
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Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
- 10 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
- 11 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
- 13 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
bull 458
bull 387
Cahier technique AFPS - avril 2002
Nombre de jours 7 jours 14 jours 28 jours
Rupture en compression 381 Mpa 431 Mpa 434 MPa
(cube 150mm darecircte)
Rupture en traction 307 Mpa 318 Mpa 332 MPa
(cylindre f = 10 cm H = 20 cm)
Tableau 1 Caracteacuteristiques meacutecaniques du beacuteton utiliseacute pour les essais T 4 agrave T13
Les murs ayant eacuteteacute couleacutes agrave plat une inspection au scleacuteromegravetre a eacuteteacute reacutealiseacutee sur lun des speacutecimens
le mur T3 pour sassurer de lhomogeacuteneacuteiteacute du beacuteton compte tenu du proceacutedeacute de mise en œuvre reteshynu Quelques points de mesure ont eacuteteacute placeacutes sur les raidisseurs et sur la longrine infeacuterieure alors quune exploration systeacutematique du mur a eacuteteacute faite suivant une grille reacuteguliegravere avec un pas de 25cm
qui correspond agrave celui du ferraillage Les reacutesultats des essais scleacuteromeacutetriques ainsi que la position des points de mesure sont indiqueacutes agrave la Figure 3 Agrave cause de la preacutesence dextensomegravetres fixes les positions ne sont quapproximatives en particulier dans la zone centrale du mur
314 171 181 315 384 298 332 291 291 211 314
211 264 345 314 422 232 24 8 248 331 291 20 1 314
331 384 51 6 332 4 96 29 8 211 336 458 331 421
384 402 338 281 421 332 349 336 596 439 402 bull
314 237 439 332 367 33l 447 402 384 384 421
477
314 332 332 331 421 350 4 02 4 96 421 314 384
421 298 421 477 439 265 349 402 349 314 439
bull m m
536 349 331 314 516
384 Il
[kgcm2]
Figure 3 Mesures scleacuteromeacutetriques sur le mur T3
Eacutetant donneacutee la relative dispersion des reacutesultats une eacutevaluation de la variabiliteacute de la mesure a eacutegashy
lement eacuteteacute effectueacutee une maille type (25cm x 25cm) a eacuteteacute isoleacutee et les mesures ont eacuteteacute reacutepeacuteteacutees en
divers points par le mecircme opeacuterateur En tenant compte de limpreacutecision des mesures ainsi mise en
eacutevidence la distribution des mesures sur tout le mur est apparue comme homogegravene
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Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
- 13 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
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Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
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Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
22 Caracteacuteristiques des aciers
Les ferraillages ont eacuteteacute reacutealiseacutes agrave partir dun acier Fe B 44 k AREX lamineacute agrave chaud en barres de
haute adheacuterence Les reacutesultats de tests standards pour les diffeacuterents diamegravetres utiliseacutes sont reporteacutes
dans le Tableau 2
Diamegravetre
6 mm
8 mm
Limite de plasticiteacute
5795 Mpa
5673 MPa
5587 MPa
5943 MPa
5880 MPa
6010 MPa
Chargement de rupture
6537 Mpa
6776 Mpa
6597 Mpa
6820 Mpa
6651 Mpa
6688 Mpa
Deacuteformation agrave la rupture
208
213
212
534
232
250
10 mm
5892 MPa
5712 MPa
5581 MPa
6554 Mpa
6494 Mpa
6482 Mpa
269
250
282
14 mm
5283 MPa
5314 MPa
5276 MPa
6158 Mpa
6221 Mpa
6181 Mpa
259
242
263
Tableau 2 Donneacutees expeacuterimentales concernant les ferraillages
Le pourcentage dacier vertical rv et horizontal rh diffeacuteraient pour chacun des murs Ces pourcentages
sont indiqueacutes dans le Tableau 3
mur T1 T2 T3 T4 TS TG T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
r V 08 08 08 08 08 04 04 04 04 06 04 011 04
r h 08 08 08 08 08 06 06 04 04 06 04 011 04
Tableau 3 Pourcentage de ferraillage meacutetallique interne au mur
Au niveau du mur les ferraillages sont introduits suivant 2 nappes identiques connecteacutees par un nomshy
bre plus ou moins important deacutepingles fermeacutees
NB Le mur T13 a eacuteteacute de surcroicirct renforceacute exteacuterieurement sur ses deux faces agrave laide de bandes vershy
ticales et horizontales de mateacuteriaux composites de Tissu agrave Fibre de Carbone le TFC
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Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
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Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
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Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
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Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
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Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
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Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
3 PROCEacuteDURE DESSAIS
31 Le dispositif expeacuterimental
Deux ensembles de cinq veacuterins sont relieacutes au mur testeacute par lintermeacutediaire dun dispositif meacutetallique
boulonneacute sur la longrine supeacuterieure Les efforts sont appliqueacutes au niveau du centre de graviteacute du mur
de faccedilon agrave limiter les rotations induites Il est alors possible dutiliser seulement deux veacuterins verticaux
de faible capaciteacute afin dobtenir une rotation nulle de la longrine supeacuterieure tout en laissant libre les
mouvements verticaux
Chargement vertical additionnel (000 MN ou 055MN)
Mur de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Face sud
Contrefort de reacuteaction
Chargement horimntal (max35MN)
Cocircteacute est
Figure 4 Principe du dispositif expeacuterimental
Deux des veacuterins horizontaux un de chaque cocircteacute sont piloteacutes par rapport au deacuteplacement relatif de la
longrine supeacuterieure par rapport agrave la longrine infeacuterieure Les autres veacuterins sont piloteacutes en force par
rapport aux deux premiers Les veacuterins verticaux sont piloteacutes de telle faccedilon que leurs deacuteplacements
soient identiques et que la reacutesultante des forces quils deacuteploient soit nulle Le mur est placeacute perpendishy
culairement au grand mur de reacuteaction sur son cocircteacute ouest
Un contrefort additionnel du cocircteacute est permet de solliciter le dispositif de chargement de deux cocircteacutes agrave la
fois en push-pull La force lateacuterale maximum disponible est alors de 7 MN
Un dispositif de blocage agrave la base empecircche le speacutecimen de glisser et vient se loger dans les encoshy
ches meacutenageacutees sous la longrine infeacuterieure
Des contreventements lateacuteraux ont eacuteteacute introduits pour mettre en seacutecuriteacute le dispositif dessai par rapshy
port agrave des mouvements eacuteventuels hors plan
Enfin un dispositif passif de chargement vertical a eacuteteacute ajouteacute pour imposer une force additionnelle de
0 55MN correspondant agrave un chargement vertical moyen de 1 MPa Ce dispositif a eacuteteacute utiliseacute pour les
murs T6 T7 et T12
- 12 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
- 13 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
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console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
32 La meacutethode de chargement pseudo-dynamique
Diffeacuterentes variantes de la meacutethode pseudo-dynamique (PSD) ont eacuteteacute utiliseacutees pendant les tests
1 Le test T1 a eacuteteacute reacutealiseacute avec une meacutethode PSD standard et un algorithme dinteacutegration implishy
cite ( a -operator Splitting method ) avec correction de raideur eacutelastique Cette meacutethode na
pas donneacute de bons reacutesultats dans ce cas agrave un seul degreacute de liberteacute
2 Le test T2 a eacuteteacute effectueacute avec une meacutethode PSD standard un algorithme dinteacutegration explishy
cite (diffeacuterence centreacutee) et un pas de temps plus petit Cette meacutethode a permis dobtenir des
reacutesultats jugeacutes satisfaisants
Enfin agrave partir du test T3 une nouvelle meacutethode pseudo-dynamique la meacutethode continue a
eacuteteacute introduite pour les tests Cette meacutethode a donneacute dexcellent reacutesultats et a eacuteteacute utiliseacutee pour
la suite des tests
La meacutethode pseudo-dynamique combine linteacutegration numeacuterique des eacutequations du mouvement dune
structure donneacutee condenseacutees sur un petit nombre de degreacutes de liberteacute repreacutesentatifs et la mesure
expeacuterimentale des forces de reacuteaction quil faut appliquer agrave la structure pour suivre le mouvement calshy
culeacute On utilise en geacuteneacuteral des meacutethodes numeacuteriques de type pas agrave pas qui permettent dobtenir le
deacuteplacement au temps tn + D t agrave partir de leacutetat du systegraveme au temps tn
Dans la meacutethode pseudo-dynamique conventionnelle on impose le chargement lors dun certain pas
de temps agrave laide dune rampe suivi dun temps dattente Ce dernier eacutetait important au niveau du
controcircle (controcircle en reacutegulation) pour stabiliser le mouvement des veacuterins et donc mesurer une force
de reacuteaction correcte Outre le fait que la dureacutee du test est longue (chaque pas de temps peut durer de
2 agrave 8 secondes) le temps dattente peut permettre linstauration de pheacutenomegravenes de relaxation qui
peuvent modifier de faccedilon importante la nature des reacutesultats
Dans la meacutethode continue le temps dattente est supprimeacute Les veacuterins sont piloteacutes (controcircle de trashy
jectoire) dune faccedilon telle que la structure peut suivre tregraves preacuteciseacutement la seacutequence de deacuteplacement
prescrit et ce dautant mieux que le mouvement nest plus discontinu pourvu que les increacutements de
deacuteplacement restent tregraves faibles Les forces de reacuteaction sont mesureacutees agrave chaque peacuteriode du processhy
sus de controcircle (2ms) et les eacutequations du mouvement sont donc inteacutegreacutees agrave la voleacutee avec la mecircme
freacutequence La meacutethode pseudo-dynamique continue permet deacuteviter (ou de limiter consideacuterablement)
le pheacutenomegravene de relaxation et augmente donc la qualiteacute des reacutesultats Elle permet eacutegalement de
reacuteduire consideacuterablement la dureacutee du test
Comme dans la meacutethode continue les increacutements de deacuteplacement doivent ecirctre infiniteacutesimaux chaque
pas de temps D t est lui-mecircme subdiviseacute en un grand nombre de micro-pas de dureacutee effective de
2 ms Le macro-pas de temps D t introduit dans le scheacutema dinteacutegration eacutetant de 001 s il restait agrave
deacuteterminer le nombre nmicro de micro-pas agrave reacutealiser de faccedilon agrave confiner les erreurs algorithmiques dans
des limites acceptables Il est en effet important de noter que si lon effectue le test trop rapidement
on peut modifier le bilan eacutenergeacutetique de leacutequation du mouvement
Pour le premier test qui utilisait la meacutethode pseudo-dynamique continue (test T3) n eacutetait maintenu
constant pendant chacun des essais A partir de cet essai il a eacuteteacute rendu possible de traiter les reacutesulshy
tats mesureacutes pendant le deacuteroulement des autres En particulier il est possible deffectuer quasiment
en temps reacuteel le bilan eacutenergeacutetique qui permet de veacuterifier limportance des erreurs expeacuterimentales On
peut ainsi au cours de lessai changer n de faccedilon dune part agrave controcircler lerreur
- 13 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
et dautre part agrave rendre le test plus rapide Ceci ayant bien fonctionneacute cette proceacutedure a donc eacuteteacute
adopteacutee de faccedilon systeacutematique La valeur initiale de nmicro est deacutetermineacutee sur la base des essais agrave basse
amplitude qui sont effectueacutes en preacuteliminaire de chaque test
Pour tous les tests la matrice damortissement de la meacutethode pseudo-dynamique est nulle dans la
mesure ougrave la dissipation dans le mur est essentiellement dorigine hysteacutereacutetique
33 Les seacutequences dessais
Le signal de reacutefeacuterence utiliseacute pour effectuer lensemble des tests correspond agrave un acceacuteleacuterogramme
syntheacutetique dont le spectre de reacuteponse agrave 5 damortissement est enveloppe du spectre cible Cet
acceacuteleacuterogramme est repreacutesenteacute agrave la Figure 6
Le pic de reacuteponse spectral de ce signal est obtenu pour une freacutequence de 4 Hz
2 OO
150
1 OO
50
OO
-50
-1 OO
-150
-200
Figure 6 Acceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence pour le chargement des murs
La raideur conventionnelle des murs deacutetermineacutee agrave partir du BAEL 91 et noteacutee lltcim est de 5696 MNm
pour les murs de 016 m deacutepaisseur et de 7120 MNm pour les murs de 020 m deacutepaisseur
Avant chaque test la raideur eacutelastique effective Ke1 des murs a eacuteteacute deacutetermineacutee et les valeurs du ratio
Ke1 I lltcim sont reporteacutees au Tableau 4
Tableau 4 Valeur de Ke1 I Kd1m durant les tests reacutealiseacutes
T3 T4 T5 TG T7 TB T9 T10 T11 T12 T13
Ke1 I lltcim 048 070 070 075 080 064 053 068 068 072 071
Dans la meacutethode pseudo-dynamique les effets inertiels sont pris en compte par inteacutegration numeacuterique
des termes dacceacuteleacuteration La matrice de masse est imposeacutee dans le cas des tests SAFE la masse
en translation horizontale en tecircte du voile est donc une des donneacutees du test Dans la mesure ougrave lun
- 14 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
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Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
4 4 4 4 4 4
------=T
Lxe
Cahier technique AFPS - avril 2002
des objectifs des tests SAFE est deacutetablir des marges dynamiques il eacutetait inteacuteressant de speacutecifier
pour des murs de caracteacuteristiques identiques des freacutequences initiales fa diffeacuterentes Le Tableau 5
donne les valeurs de ces freacutequences
mur T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12 T13
fa (Hz) 12 8 12 12 12
Tableau 5 Freacutequence initiale des tests
Remarque La freacutequence initiale (de dimensionnement) est calculeacutee agrave partir de la rigiditeacute conventionshy
nelle
La freacutequence effective sous tregraves faible deacuteplacement au deacutebut du premier test est donneacutee par la forshy
mule suivante
Pour les tests T1 et T2 il a eacuteteacute consideacutereacute la freacutequence effective ( fa = fa el
) pour mettre en œuvre
lalgorithme pseudo-dynamique ce qui est convenable en terme de performances effectives mais na
pas grand sens en terme de projet Pour les tests suivants la freacutequence de dimensionnement a donc d m
eacuteteacute preacutefeacutereacutee ( fa = fa i ) pour eacutevaluer la masse de translation en tecircte agrave introduire dans lalgorithme
POT en inversant la formule ci-dessus Lacceacuteleacuterogramme de reacutefeacuterence est transformeacute en un acceacuteleacuteshy
rogramme nominal en le multipliant par un facteur k qui prend en compte la valeur de la masse asshy
socieacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique pour retrouver la valeur du cisaillement moyen de dimen-
Mkrdijfodi)
dilr
sionnement de la maquette Si L et e sont respectivement la longueur (3 m) et leacutepaisseur
(020 m) du voile si Icircdim est le cisaillement moyen de dimensionnement alors k est donneacute rdm ( f ) est
le spectre de reacuteponse cible de dimensionnement agrave 7
Pour chacun des tests apregraves les essais agrave tregraves basses amplitudes utiliseacutes pour deacuteterminer la rigiditeacute
reacuteelle initiale et le calage expeacuterimental il est appliqueacute au mur dabord lacceacuteleacuterogramme nominal puis
des acceacuteleacuterogrammes homotheacutetiques dintensiteacute croissante correspondant agrave lacceacuteleacuterogramme nomishy
nal multiplieacute par un facteur a Ce coefficient a eacuteteacute speacutecifieacute au fur et agrave mesure du deacuteroulement des esshy
sais La totaliteacute des murs a eacuteteacute testeacutee jusquagrave la ruine de la fonction de contreventement horizontal
Le coefficient k restitue donc le niveau sismique de laquo conception raquo de leacuteleacutement voile compte
tenu de la masse utiliseacutee dans la meacutethode pseudo-dynamique pour caler la freacutequence initiale
Le coefficient a quantifie directement les marges (si agt1) vis-agrave-vis de la regravegle de dimensionshy
nement utiliseacutee pour leacuteleacutement testeacute
- 15 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
La meacutethode utiliseacutee permet de caler indeacutependamment le niveau de sollicitation et la freacutequence globale
initiale Par contre au cours de lessai lui-mecircme la freacutequence reacuteelle de la structure va varier directeshy
ment en fonction du comportement de la maquette
On trouvera au Tableau 6 les valeurs du coefficient k pour chaque maquette ainsi que les diffeacuterentes
intensiteacutes a appliqueacutees pour chacun des tests Pour faciliter la lecture et pour regrouper diverses inshy
formations deacutejagrave donneacutees par ailleurs on trouvera eacutegalement dans ce tableau les valeurs de la freacuteshy
quence de dimensionnement f0 dim
de la raideur conventionnelle Kl m bull de la masse calculeacutee M et du
cisaillement de dimensionnement Icircdim Les essais T1 et T2 ont eacuteteacute effectueacutes avec un coefficient k eacutegal
agrave 1 ce qui revenait agrave appliquer directement agrave la structure un effort tregraves supeacuterieur agrave la valeur de dishy
mensionnement compte tenu de la masse M associeacutee agrave lalgorithme pseudo-dynamique ces tests
ont donc conduit directement agrave la ruine en un seul essai
La freacutequence de calage de 4 hertz a eacuteteacute choisie car elle correspondait au pic damplification spectrale
et agrave une freacutequence plausible pour les ouvrages inteacuteresseacutes La freacutequence de 12 hertz correspondait agrave
une freacutequence limite envisageable associeacutee agrave une masse faible dans lalgorithme pseudo-dynamique
mur
T3
T4
fo dim
(Hz)
4
12
Kdim (MNm)
5696
M (103 kg)
9017
1002
Icircdim (MPa)
4
4
k
00427
06581
a
12 3 5
1 13 15
T5 8 2818 4 02163 1 13 15 2
T6 12 1252 3 04936 1 13 15 18
T7 4 11272 3 0032 12510
T8 12 1252 2 0329 1 14 18
T9 4 7120 11272 2 00213 13 6 10
T10 4 11272 3 0032 13610
T11
T12
4
4
11272
11272
2
144
00213
00154
1 6 10
1 3 5 10 15
T13 12 1252 2 0329 1 18 26
Tableau 6 Valeur de la masse et des coefficients k et a
- 16 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
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--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
4 REacuteSULTATS DESSAIS
Les principaux reacutesultats des essais sont fournis sous forme de graphiques reliant la force horizontale
appliqueacutee au deacuteplacement correspondant en tecircte de mur Les boucles dhysteacutereacutesis obtenues permetshy
tent de deacutefinir le comportement cyclique du mur son amortissement visqueux eacutequivalent au cours des
essais La chute de la freacutequence propre du mur traduit eacutegalement son eacutetat de deacutegradation A titre
dexemple les reacutesultats relatifs au mur T5 sont deacutetailleacutes ci-dessous Pour les autres murs le mecircme
type de reacutesultats deacutetailleacutes est fourni en annexe de ce document
41 Principaux reacutesultats pour le mur T5
La figure suivante fournit les acceacuteleacuterations et les deacuteplacements mesureacutes en tecircte pour la seacutequence des
4 essais deacutefinis dans le tableau 6 preacuteceacutedent (a=1 13 15 2)
Figure 7 Acceacuteleacuterogramme et deacuteplacements en tecircte pour le mur T5
- 17 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
- -- - ---Deacuteplac ___ent -(ll m ) 500 1000 1500
------ ---Deacuteplac---em ent __ (ll_m=) 5 10 15 OO
(llm) -6 5 0-0 --1- 0 - 0-0 --5- -00-- IXl -5- 0-0- -1-0- O_O_J_5 OO
-acircOO ------ --mpla-_em_ent __ (ll_m_)
6
-
2
H
-
_r-
-
10 9
8 acirc
middot t rI
i
i
IXI
Tii-4
2
2 2
2
2
2
200 400
Cahier technique AFPS - avril 2002
Pour les 4 essais la figure suivante repreacutesente les courbes force-deacuteplacement en tecircte du mur T5
6 OO Force (Ml 6 OO Feraquow (lkUlp Tii-2 Tii-1
4OO400
200200
OO
-2002IXI
-4004IXI mplaementocircIXI
-1500 -lQOO -100 OO
6 OO FOgtCe (lkUlp 6 OO FOlCe (Ml
Tii-3 400
200
OO
2IXI
4IXI
4 OO
2OO
IXI
-200
middot400
600-15 OO - lQ OO j OO OO OO OO -1500 -JOOO -500 OO 500 1000 1500
Figure 8 Courbes Force-Deacuteplacement en tecircte du mur T5
La deacutegradation du mur peut ecirctre illustreacutee par la chute de sa freacutequence propre au cours des essais La freacutequence du mur baisse de faccedilon assez irreacuteguliegravere Elle passe de 7 Hz agrave 27 Hz durant T5-1 se maintient dans une bande 2723 Hz durant T5-2 reste dans une bande 2521 Hz durant T5-3 puis baisse jusquagrave 1 7 Hz durant T5-4
7 middotlgt (H) 6 15-1 2pagraves
5 -1-pcks 5 6piXs
2pagravelaquoT5 1-
6rJt gt-middot
1800
2
12ll15-2
87acirc
- 11
523
2 12
2
2 2 2 2
8
acirc
2 2
1800
122
2 T5o 1
middot ff4
middot2 - -
T(-) Tdeg (-) OO150 OO 200 400 acircOO 800 JQOO 1200 UOO lacircOO 1800 OO lQOO600 800 1200 1400 1600 1800
Figure 9 Identification de la freacutequence propre et de amortissement du mur T5 au cours des essais
- 18 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
1---------1--------+--
6 00 - - - --Deacuteplac_em_enJ _(m_m )
600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m_m---)
-600 --- - -----Deacuteplac_em_enl (m-mJ)
-600 --- - -----Deacuteplac-=-_em_enl (m_mJ)
-30 -30
-JO
-20
-30 -30
Cahier technique AFPS - avril 2002
Lamortissement est de lordre de 56 durant T5-1 ce qui corrobore une fissuration assez imporshytante Le mecircme ordre de grandeur est maintenu durant T5-2 et T5-3 Durant T5-4 dont les cycles sont plus dissipatifs une moyenne de 8 est observeacutee
42 Synthegravese des autres reacutesultats
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Force (MN 400
300 131 200
100
OO
-10
-20
Depl (mm) Depl (H) -40
-1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -40
Force (MN 400
300 TU 200
J00
OO
400
300 13A 200
J00
OO
-JO
-20
-40Depl (mm)
-40
-J 5 OO -JOOO -500 OO 500 JOOO J500 -J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 10 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T3
600
4 OO
2 OO
OO
2 OO
4 OO
FotCe
TUI
-30 OO -20 OO -10 OO OO JO OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -JO OO OO JO OO 20 OO 30 OO
2 OO
400 T43
2 OO
4 OO -400
-30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO -30 OO -20 OO -10 OO OO 10 OO 20 OO 30 OO
Figure 11 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T 4
- 19 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
-600 __ _____ __ __ Dq_ku_e111 _e11_1_(_111111_)
-500
- 20 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Forœ(MV) Forœ(MV)600OO
16-1 16-2OO 400
OO 200
OOOO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
-1000 -500 OO 500 1000 1500 -1500 -1000 -500 OO 500 1000 1500
Forœ(MV)OO 16-3O(l
O(l
OO-
OO
OO
600
600
400
200
OO
-200
-400
tJnm) tJnm)-600
OO OO500 1000 1500 -1500 -1000-1500 -1000 -500 500 1000 1500
Figure 12 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T6
Force (Ml600
Ul 400
200
OO
-200
-400
-250 -200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Force (Ml600
4 00
200
OO
-200
-400
-600
U3
Dqilueme11t (111111)
Force (Ml600
n2 400
200
OO
-200
-400
Dqilueme11t(111111)-600
Force (Ml600
T-4 400
200
-200
-4 00 Dqilueme11t (111111)
-6 OO -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250 -250-200-150-100-50 OO 50 100 150 200 250
Figure 13 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur Tl
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
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console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
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de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
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Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
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(4)
(3)
(4)
55
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
__ _____ __ __ Dq_Ju_
e111_e11_
t_
(_
mm_)_
----------
f-----------------+-o1
--------+-------
4_00 FQrce (MN)
-400
4_00 FQrce (MN)
5_00 F()rce (MN)
4oo T9-l
400
5 OO Force (MN)
4oo T9-3
4oo T9-4
Cahier technique AFPS - avril 2002
Force (MN) 400
T8-l300 300
200
J00
OO
-100
-200
-300
-400
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-400 -J500 -1000 -500 OO 500 1000 J500 -1500 -1000 -500 OO 500 JOOO J500
T8-l300
200
J00
OO
-J00
-200
-300
-J500 -JOOO -500 OO 500 JOOO J500
Figure 14 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur TB
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
_500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 1000 1500 2000
500 F()rce(MN)
500 Fme(MN)
T9-3 300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400 Dq e111e11t (mm)
-500 -2000-150o-J000-500 OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 15 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T9
- 21 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
- 24 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
- 25 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
- 28 -
T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
1
j
-6 00 ---------Npla __ m_n __ _m_)
------ --------elltOll --(m-m__)
---- - --Npa--elltOIJ--(m-m)
__ _____ __ __ Npla -em-m_(m_m_J__
-2 OO
300
i00
OO
Cahier technique AFPS - avril 2002
600 lJrce
TI0-1 TI0-2 400400
2 OO 200
OO OO
-200
-400
-600
-400
Npaemlnl m)-600 5OO-2000-1500 -10 OO -500 OO lQ OO 15 OO 20 OO -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
600
4 OO
FIJrccedile TI0-3
2 OO
OO
-200
TI0-4 400
200
OO
-200
-400
-600 -2000-1500-1000-500 OO 500 lQOO 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 JOOO 1500 2000
Figure 16 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T10
Force 500500
400400 Tll-3Tll-1 3 OO
2 OO2 OO
1OO
OO
-i OO
-2 00
-3 OO
-400
-5 OO
-J00
-200
-300
-400
-5 OO -1500 -JOOO -500 OO 500 JO OO J500 -JJ00 -1000 -500 OO 5 00 JOOO JJ00
5 OO
400
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -JJ00 -JOOO -500 OO 5 OO JO OO J5 OO
Figure 17 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T11
- 22 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
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console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
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de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
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Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
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(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
OO----------+---------
1------------------r-
--------- --Dlplat __ em_mt_em) 1500
OO--------+-------- F_orc_e_f]tBf) ____ --+------
1-------------------+shy
-4 oo -------- --Dlplat __ em_mt __ em =--) OO 20
-4 oo ------ --Dlplat __ em_mt __ ltm_)
_Forc_e_f]tBf) ____ --+------
-4 OO ------ --Dlplat __ em _mt __ Cm_m)
-4 OO nbull _ ) -- -- - ----__ -=-t_ _m ---- -500 __ ______ _____--t-111-m-=)__
n1 ---------------=_ t-(111-m-)--
OO
-200
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-1
5_ 00 Force (MN)
4oo TIJ-2
-500
300
200 100
-2000-1500-1000-500
4 FOlte (1tBf) Tl2-l3 OO
200
100
OO
J OO
-200
-300
-4 oo
Cahier technique AFPS - avril 2002
400 Tl2-23OO
2OO
l OO
OO
-100
-2 00
-300 (mm)
-400 Dlplatemmt -2000 -1500-10 00 -500 OO 500 JOOO 2000 -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
orce (1tBf)F 4OO4 Tl2-4Tl2-3 3 OO3 OO
200200
100100
JOO
OO
-100
-200
-3 OO -3 OO
-20 OO -15 00-10 00 -5 OO OO 5 OO JO OO 15 OO -20 00-15 00-10 00-5 OO OO 5 OO JO OO J5 OO 20 OO
400
Tl2-53 OO
200
100
OO
-100
-200
-3 OO
-20 OO -J5 OO -JO 00-5 OO OO 5 OO 10 OO J5 OO 20 OO
Figure 18 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T12
300
200
100
OO
-100
-200
-300
300
200
100
OO
-100
-200
-300
-400
OO 500 1000 1500 2000 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Force (MN)5_ 00 4oo TIJ-3
OO
-100
-200
-300
-400
-500 -2000-1500-1000-500 OO 500 10001500 2000
Figure 19 Courbes Force-Deacuteplacement pour le mur T13
- 23 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
5 INTERPREacuteTATION DES ESSAIS
51 Introduction
Les essais SAFE confirment des caracteacuteristiques deacutejagrave identifieacutees du comportement dynamique des
voiles en beacuteton armeacute les reacutesultats obtenus peuvent ecirctre compareacutes aux regravegles de dimensionnement
des ouvrages applicables en la matiegravere Cette comparaison pour ecirctre pertinente doit inteacutegrer les
eacuteleacutements speacutecifiques au protocole dessai qui contribuent de faccedilon deacuteterminante aux reacutesultats obsershy
veacutes
La caracteacuterisation de la reacuteponse sismique dun voile en beacuteton armeacute selon les regravegles communes deacuteshy
pend essentiellement
des paramegravetres permettant deacutevaluer la reacuteponse dynamique de leacuteleacutement ( masse rigiditeacute
amortissement)
des paramegravetres permettant deacutevaluer la capaciteacute de reacutesistance ou de deacuteformation de leacuteleacutement
( force limite mobilisable deacuteplacement associeacute)
Dans la gamme des vitesses de deacuteformation envisageacutees sous sollicitation sismique il est admis que
la courbe effort - deacuteformation de leacuteleacutement de beacuteton armeacute sous charge quasi-statique cyclique est
repreacutesentative du comportement sous charge sismique Les essais reacutealiseacutes sous charge pseudoshy
dynamique supposent par principe ce reacutesultat veacuterifieacute
La marge globale par rapport au dimensionnement est caracteacuteriseacutee lors des essais par le facteur mulshy
tiplicatif alpha appliqueacute sur le spectre de dimensionnement initial la valeur 1 correspondant au proshy
cessus de dimensionnement classique des aciers reacutepartis dans le voile par la regravegle des coutures apshy
pliqueacutees en section homogegravene sur la section brute de lacircme La valeur de cette marge dynamique shy
tregraves variable en fonction des essais - deacutepend de linfluence de pheacutenomegravenes simultaneacutes
le conservatisme du dimensionnement initial
la mobilisation dune marge de reacutesistance statique ( sur-reacutesistance)
un effet de ductiliteacute ( distorsion admissible importante)
un effet de modification de rigiditeacute ( glissement en freacutequence)
Ces pheacutenomegravenes doivent ecirctre analyseacutes seacutepareacutement mecircme si dans les approches reacuteglementaires
leurs effets sont geacuteneacuteralement pris en compte simultaneacutement Les deux premiers pheacutenomegravenes peushy
vent ecirctre globalement rattacheacutes agrave lexpression de la reacutesistance sous charge statique des maquettes
les deux derniers au caractegravere dynamique du chargement
52 Examen des paramegravetres de dimensionnement
521 Rigiditeacute initiale
La rigiditeacute des eacuteleacutements intervient dans le calcul des sollicitations reacuteglementaires geacuteneacuteralement isshy
sues dun calcul forfaitaire eacutelastique Ce calcul reacuteglementaire est effectueacute en consideacuterant la rigiditeacute
initiale de leacuteleacutement (module dynamique du beacuteton non-fissureacute) Lestimation reacuteglementaire des caracshy
teacuteristiques de rigiditeacute initiale peut ecirctre compareacutee aux reacutesultats expeacuterimentaux Assez classiquement il
apparaicirct une tendance agrave la surestimation de la rigiditeacute initiale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute mecircme dans
le domaine des tregraves faibles deacuteformations
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
Ndeg Essai T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Rigiditeacute 5696 5696 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120 7120
conventionnelle
Rigiditeacute initiale 2613 4270 4810 4490 3770 3960 5536 5050 2640 4640
La rigiditeacute initiale moyenne est eacutegale agrave 60 de la rigiditeacute conventionnelle
Dans un processus de dimensionnement de type PS92 ce pheacutenomegravene na pas une grande imporshy
tance compte tenu de la forme des spectres de dimensionnement utiliseacutes Il peut contribuer agrave une
sous-estimation des deacuteplacements souvent marginale en pratique du fait de limposition par ailleurs
de la dimension forfaitaire des joints entre structures voisines Il faut rappeler par ailleurs que la rigishy
diteacute consideacutereacutee en dimensionnement est la rigiditeacute de la structure de contreventement principale et
non la rigiditeacute de louvrage construit ce qui peut contribuer agrave la reacuteduction de cet eacutecart On notera ceshy
pendant que les eacutevolutions reacutecentes du geacutenie parasismique (meacutethodes en deacuteplacement) conduisent agrave
consideacuterer des modules de deacuteformation plus faibles Le guide FEMA 273 considegravere la rigiditeacute eacutelastishy
que initiale pour les voiles de contreventement non fissureacutes et une rigiditeacute diviseacutee par 2 pour les
structures deacutejagrave fissureacutees
522 Amortissement
Lamortissement mesureacute pendant les essais est lamortissement sous faibles deacuteformations Cet amorshy
tissement eacutevolue avec lhistoire du chargement en fonction de leacutetat de fissuration du beacuteton armeacute Le
paramegravetre retenu pour caracteacuteriser cette histoire de leacuteleacutement est la distorsion maximale deacutejagrave supporshy
teacutee par leacuteleacutement (indicateur de la fissuration pour les voiles travaillant en cisaillement)
Lamortissement interne initial prend une valeur faible infeacuterieure agrave 4 Cette valeur ne peut pas ecirctre
directement compareacutee avec les valeurs reacuteglementaires usuelles prises en compte dans les recomshy
mandations AFPS92 ou sous Seacuteisme Majoreacute de Seacutecuriteacute pour les installations relevant dun risque
speacutecial (eacutegales agrave 5 ou 7 de lamortissement critique) Les valeurs utiliseacutees correspondent agrave une
histoire de deacuteformations plus importantes Cette valeur initiale est assez proche de la valeur geacuteneacuterashy
lement admise dans les reacuteglementations eacutetrangegraveres pour une sollicitation sismique en service (type
Operating Basis Earthquake)
Leacutevolution de la valeur de lamortissement degraves la mobilisation effective du fonctionnement en beacuteton
armeacute du voile conduit agrave des valeurs tregraves comparables aux valeurs reacuteglementaires retenues pour le
seacuteisme de dimensionnement
On constate une tendance agrave un accroissement suppleacutementaire de lamortissement interne une fois
que leacuteleacutement a connu des distorsions significatives les valeurs obtenues sont proches de 10 vashy
leur geacuteneacuteralement consideacutereacutee dans le domaine des grands deacuteplacements
La mobilisation des grandes deacuteformations au voisinage de leffort maximal mobilisable met classiqueshy
ment en eacutevidence une deacuteformation importante des boucles dhysteacutereacutesis en particulier apregraves mobilisashy
tion de leffort maximal Ceci semble correspondre agrave la mobilisation dun pheacutenomegravene assimilable agrave un
jeu (deacuteplacement sous charge nulle lors de linversion du signe de leffort appliqueacute) Lexamen des
deacuteplacements verticaux associeacutes aux deacuteplacements horizontaux conforte cette hypothegravese
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
- 26 -
( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
523 Courbe effort - deacuteformation
La courbe effort deacuteformation des eacuteleacutements testeacutes est non-lineacuteaire mecircme dans le domaine des faibles
deacuteformations Le deacuteplacement mobiliseacute pour leffort maximal est toujours supeacuterieur agrave 7 mm dans les
essais la distorsion correspondant agrave leffort maximal est donc supeacuterieure agrave 05 dans tous les esshy
sais On constate que la distorsion correspondant agrave la mobilisation de la force maximale est sensibleshy
ment constante en conformiteacute avec les hypothegraveses classiques des approches parasismiques en deacuteshy
placement
La fissuration des eacuteleacutements est resteacutee limiteacutee en ouverture jusquau voisinage de la mobilisation de la
force ultime Cette fissuration est associeacutee agrave une chute de rigiditeacute significative par rapport agrave la rigiditeacute
initiale La distorsion de 05 peut ecirctre globalement associeacutee au deacutebut de la deacutegradation seacutevegravere du
beacuteton (eacuteclatement de lenrobage)
Lendommagement des eacuteleacutements peut ecirctre illustreacute par lexamen coupleacute du deacuteplacement vertical et du
deacuteplacement horizontal au cours des essais Leacutevolution du deacuteplacement vertical montre lors de la
phase dextension de la fissuration un assouplissement du voile associeacute agrave un faible deacuteplacement vershy
tical cumuleacute Lors de la mobilisation de la reacutesistance maximale la rigiditeacute apparente mesureacutee sur le
deacuteplacement vertical neacutevolue plus mais on constate un accroissement rapide du deacuteplacement vertishy
cal irreacuteversible Ce pheacutenomegravene est correacuteleacute avec la deacuteteacuterioration tregraves nette de la courbe dhysteacutereacutesis
enregistreacutee sur le deacuteplacement horizontal
53 Estimation des capaciteacutes de reacutesistance statique
531 Approches reacuteglementaires
La force maximale et la force reacutesiduelle mesureacutees pendant les essais peuvent ecirctre compareacutees aux
diffeacuterentes valeurs limites de cette force horizontale quil est possible de calculer en fonction du regraveshy
glement utiliseacute et du scheacutema structurel retenu La deacutefinition de la force reacutesiduelle deacutepend de leacutetat de
deacutegradation accepteacute pour leacuteleacutement compte tenu de la perte de reacutesistance creacuteeacutee par
lendommagement important du beacuteton dans cette configuration
Les regravegles relatives aux ouvrages en beacuteton armeacute permettent deacutevaluer la reacutesistance statique des voishy
les consideacutereacutes Par lintermeacutediaire dun coefficient de comportement global les regravegles speacutecifiques agrave la
protection parasismique permettent de prendre en compte le caractegravere transitoire du chargement ces
textes incluent aussi geacuteneacuteralement des formulations propres des capaciteacutes de reacutesistance mobilisashy
bles qui peuvent ecirctre utiliseacutees dans les comparaisons statiques
Pour analyser les reacutesistances statiques observeacutees les regraveglements consideacutereacutes sont respectivement le
BAEL les regravegles PS92 et lEurocode 8 dans sa version de preacutenorme Les regravegles PS92 sont consideacuteshy
reacutees dans ce cas de figure avec un coefficient de ductiliteacute de 1 pour lexpression de la reacutesistance
statique
Lapplication du BAEL suppose un choix du scheacutema structurel le plus approprieacute on peut consideacuterer
que le scheacutema le plus repreacutesentatif correspond agrave celui dune zone dabout de poutre ou agrave celui dune
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( 1)
(3)
(4)
V max constateacute
V ultime constateacute
Cahier technique AFPS avril 2002 -
console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
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T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
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16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
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--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
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2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
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tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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V max constateacute
V ultime constateacute
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console courte (le BAEL nenvisageant pas explicitement le cas des voiles courts) Les calculs autoshy
matiques de ferraillage sont cependant geacuteneacuteralement effectueacutes agrave partir de regravegles simplifieacutees (regravegles
des coutures geacuteneacuteraliseacutees) dans les modeacutelisations de type eacuteleacutements finis les comparaisons integravegrent
donc ce type de meacutethode bien que leur caractegravere conservatif dans ce cas de figure soit connu
Les essais avaient pour but de mettre en eacutevidence les scheacutemas de rupture des voiles courts en cishy
saillement les capaciteacutes de reacutesistance en flexion des voiles permettaient de mobiliser effectivement
ce type de scheacutema de rupture (ferraillage significatif des nervures) Les veacuterifications reacuteglementaires
effectueacutees mettent clairement en eacutevidence ce surdimensionnement volontaire de la reacutesistance en
flexion dans tous les cas de figures pour ces essais les valeurs correspondantes non significatives
du mode de rupture ne sont pas reprises ici
Les eacutevaluations de la force limite mobilisable agrave partir de la regravegle des coutures montrent clairement le
pessimisme de cette approche dans ce cas de figure en particulier lorsque lon neacuteglige la reacutesistance
du beacuteton en cisaillement On doit cependant consideacuterer que dans les essais reacutealiseacutes les aciers horishy
zontaux reacutepartis navaient quun rocircle marginal dans la remonteacutee des efforts en haut de la console
courte du fait du ferraillage de la poutre supeacuterieure et du dispositif de mise en charge des maquettes
(existence dun chaicircnage en partie supeacuterieure)
De faccedilon geacuteneacuterale les diffeacuterentes estimations possibles de la force ultime mobilisable sont toutes du
cocircteacute de la seacutecuriteacute aussi bien par rapport agrave la force maximale que par rapport agrave la force reacutesiduelle
(pour des deacuteplacements ultimes reacutealistes) On rappelle que la maquette T12 ne respectait pas volonshy
tairement les prescriptions minimales des regraveglements de beacuteton armeacute en particulier pour ce qui
concerne les armatures reacuteparties dans lacircme du voile
(0) Dimensionnement de reacutefeacuterence
(2)
BAEL article A512 ( k = 0 )
BAEL article A512 ( k gt 0 )
(3) BAEL article A513 (bielle dabout)
(4) PS 92 ( q = 1)
Ndeg Voile T3 T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
vdimmiddot (0) 1920 1920 2400 1800 1800 1200 1200 1800 1200 870
BAEL (1) 1700 1730 2220 1730 1730 1110 1110 1110 250
BAEL (2) 2310 2380 3050 2560 2560 1940 1940 1940 1080
BAEL 2450 2500 2200 2200 1620 1620 1620 1420
PS92 2760 2800 2450 2450 2070 2070 2070 1690
3620 5300 5540 5180 7060 3920 4170 5640 4100 3800
2300 2800 4600 4400 4600 3920 3000 4600 4000 3800
La valeur de la force ultime consideacutereacutee est celle qui a eacuteteacute obtenue pour une distorsion eacutegale agrave 1
certains essais ont eacuteteacute meneacutes jusquagrave des distorsions encore supeacuterieures dans un eacutetat tregraves deacutegradeacute
des eacuteleacutements (expulsion complegravete du beacuteton dans leacutepaisseur de leacuteleacutement) Les efforts mobiliseacutes peushy
vent alors ecirctre plus faibles
La diffeacuterence entre les lignes (0) et (1) reacutesulte principalement de la prise en compte du bras de levier
forfaitaire des poutres en beacuteton armeacute dans ( 1 ) alors que le calcul en (0) a eacuteteacute effectueacute sur la section
- 27 -
T9
94 64
Cahier technique AFPS avril 2002 -
de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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T9
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de lacircme brute Pour lessai T12 la diffeacuterence reacutesulte dun ferraillage volontairement reacuteduit pour les
aciers reacutepartis dans lacircme
532 Approche de type best estimate
En terme de reacutesistance des mateacuteriaux les valeurs de rupture constateacutees ( force maximale) semblent
correacuteleacutees soit agrave un meacutecanisme de rupture en compression cisaillement du beacuteton (ce qui se traduit par
un eacuteclatement du beacuteton) soit agrave un meacutecanisme de deacutesolidarisation de lappui de la bielle de compresshy
sion de la console courte (par manque daciers de couture verticaux)
bull Rupture du beacuteton
La reacutesistance de la bielle de beacuteton conditionne le cisaillement maximal mobilisable sous la forme
usuelle suivante
Tu = 05 v ( 085 fc I Yb)
v est un coefficient defficaciteacute dont la valeur peut varier entre 05 et 1 et dont la valeur reacuteglementaire
usuelle est proche de 05 Ceci conduit agrave des valeurs de cisaillement mobilisable de lordre de
64 MPa ( avec fc eacutegal agrave 435 MPa) On peut constater que les valeurs deffort maximal conduisent
pour tous les essais agrave un cisaillement supeacuterieur agrave 64 MPa ( valeur minimale) jusquagrave 118 MPa
Cisaillement
( en MPa )
T3 T4 T5 T6 T7 T8 T10 T11 T12
Dimensionnement 4 4 4 3 3 2 2 3 2 144
Maximal 75 11 92 86 118 65 7 68
Les valeurs obtenues sont donc bien compatibles avec les pheacutenomegravenes deacuteclatement du beacuteton consshy
tateacutes ( eacutejection de lenrobage puis destruction du corps du voile) Une valeur voisine de 7 MPa pour le
cisaillement maximal observeacute est un reacutesultat courant dans ce type dessai La valeur reacuteglementaire
retenue pour le cisaillement maximal mobilisable dans une console courte est infeacuterieure aux valeurs
constateacutees
bull Rupture des aciers
Lestimation de la reacutesistance maximale des aciers verticaux par rapport agrave la couture de lappui de la
bielle comprimeacutee est deacutependante de lideacutee que lon peut avoir sur la participation des aciers verticaux
de la nervure comprimeacutee la prise en compte de linteacutegraliteacute des sections dacier disponibles conduit agrave
des valeurs au moins eacutegales agrave celles correspondant agrave la rupture du beacuteton compte tenu du surdimenshy
sionnement des aciers des nervures La limitation forfaitaire de la participation des aciers des nervushy
res en fonction de leur proximiteacute de labout de lacircme peut cependant conduire agrave des valeurs limites
plus faibles que celles correspondant agrave la rupture du beacuteton pour les voiles les moins ferrailleacutes
Les deux meacutecanismes devaient donc ecirctre en compeacutetition dans le deacuteclenchement de la rupture et en
pratique ecirctre associeacutes Ceci est parfaitement compatible avec les constatations expeacuterimentales
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
- 29 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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T3
Cahier technique AFPS avril 2002 -
Le comportement statique des voiles est donc globalement conforme agrave ce que lon pouvait attendre en
terme de reacutesistance des mateacuteriaux et deacutegage des marges par rapport agrave la reacutesistance reacuteglementaire
54 Estimation de la reacutesistance dynamique
541 Approche en force
Lestimation de la reacutesistance dynamique doit prendre en compte le caractegravere transitoire du chargeshy
ment
Les valeurs des coefficients de marge dynamique (coefficient alpha) sont sensiblement diffeacuterentes en
fonction du calage initial de la freacutequence caracteacuteristique des diffeacuterents voiles (par la masse qui leur a
eacuteteacute associeacutee lors de lessai) Ces coefficients de marge dynamique ont eacuteteacute estimeacutes par rapport au
processus de dimensionnement retenu (regravegles des coutures des aciers reacutepartis) et non par rapport agrave
la meilleure estimation possible de la capaciteacute de reacutesistance statique des eacuteleacutements ils integravegrent donc
des contributions diverses
Ndeg test T4 T5 T6 T7 T8 T9 T10 T11 T12
Alpha 1 1 1 1 1 1 1 1
2 13 13 13 3 14 3 3 6 3
3 15 15 15 5 18 6 6 10 5
5 20 18 10 10 10 10
15
Lapplication des regravegles de type PS92 ou Eurocode 8 (preacutenorme) suppose la deacutefinition dun coefficient
global de comportement qui deacutepend de la structure globale Les coefficients de comportement choisis
correspondent agrave des valeurs standards pour des structures contreventeacutees par des voiles ( q = 2 ou
q = 3) Le dimensionnement en eacutelastique ( q = 1) conduit agrave assimiler la reacutesistance dynamique et la
reacutesistance statique ce qui est clairement deacutefavorable
Les valeurs suivantes sont issues de la reacutefeacuterence ( 6)
Ndeg test T3 T4 T6 T7 T12 T13
PS 92 2761 2804 2447 2447 1695 2072
EC8 990 901 1060 1060 552 878
DAN EC8 1112 1014 1060 1060 584 983
Les estimations effectueacutees en application de lEurocode 8 sont clairement tregraves peacutenalisantes ce reacuteshy
sultat ne fait que confirmer des analyses deacutejagrave disponibles pour ce qui concerne les structures contreshy
venteacutees par des voiles
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542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
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bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
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(3)
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
542 Approche en deacuteplacement
Une approche similaire agrave celle retenue dans les meacutethodes de geacutenie parasismique en deacuteplacement
permet de suivre les diffeacuterents pheacutenomegravenes en action Dans ce type dapproche leacuteveacutenement sismishy
que est caracteacuteriseacute par son spectre en deacuteplacement pour diffeacuterents amortissements (courbes deacuteplashy
cement imposeacute acceacuteleacuterations imposeacutees)
Cette courbe a eacuteteacute traceacutee pour le spectre cible en conformiteacute avec les donneacutees de lanalyse pseudoshy
dynamique utiliseacutee lors des essais Sur cette courbe la reacuteponse dun oscillateur simple reste deacutefinie
par sa freacutequence propre qui est associeacutee agrave une valeur de la pente de la droite agrave lorigine pour chaque
point du spectre Les diffeacuterents calages reacutealiseacutes conduisent agrave des courbes homotheacutetiques ( facteurs k
et a)
Pour comparer cette courbe agrave la courbe effort deacuteplacement des eacuteleacutements testeacutes lacceacuteleacuteration specshy
trale a eacuteteacute multiplieacutee par la masse en mouvement pour chaque type dessai et il a eacuteteacute pris en compte
les facteurs de calage de chaque essai ( facteurs k et a ) Il est alors possible de construire pour chashy
que maquette les courbes de reacutefeacuterence des essais successifs Le deacuteplacement spectral a eacuteteacute assimileacute
au deacuteplacement de la traverse supeacuterieure dans le chargement pseudo-dynamique La comparaison
des courbes efforts deacuteformations expeacuterimentales et des spectres de deacuteplacement appliqueacutes au cours
d s essais permet alors de mettre en eacutevidence le fonctionnement du systegraveme dynamique Le point
dintersection des courbes spectrales et effort deacuteplacement est le point de convergence du systegraveme
Cette repreacutesentation permet de visualiser directement limportance des effets de changement de rigishy
diteacute Deux exemples caracteacuteristiques sont illustreacutes ci-apregraves
bull Essai TB
Lessai TS est un essai caleacute initialement au voisinage de la freacutequence propre du premier mode propre
du voile consideacutereacute isoleacutement il est donc associeacute agrave une masse compleacutementaire faible et agrave une freacuteshy
quence assez eacuteleveacutee (12 hz) le coefficient alpha global conduisant agrave la mobilisation de la force
maximale disponible est proche de 180 dans une approche en deacuteplacement si lon prend en compte
la courbe reacuteelle effort deacuteplacement constateacutee Ceci est parfaitement conforme aux reacutesultats expeacuterishy
mentaux
au cours de lessai TS1 on constate que leffort maximal mobiliseacute lors de lessai est supeacuterieur
agrave leffort de dimensionnement le glissement en freacutequence du fait de la premiegravere fissuration du
voile conduit dans une premiegravere phase agrave majorer la sollicitation reacuteelle par rapport agrave la sollicitashy
tion de calcul eacutelastique theacuteorique la valeur maximale atteinte est parfaitement correacuteleacutee avec
la chute de rigiditeacute
lors de lessai TS2 le voile mobilise la capaciteacute de reacutesistance neacutecessaire pour eacutequilibrer les
efforts imposeacutes
lors de lessai TS3 le voile mobilise le deacuteplacement neacutecessaire au voisinage de la force
maximale mobilisable
Compte tenu du calage en haute freacutequence initial les reacuteserves disponibles en reacutesistance et ductiliteacute
ont essentiellement servi agrave compenser les effets de chute de rigiditeacute Dans une approche de type
PS92 simplifieacutee lacceacuteleacuteration de reacutefeacuterence pour cette structure aurait cependant eacuteteacute caleacutee en fonction
de lamplification spectrale maximale
- 30 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
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Cahier technique AFPS avril 2002 -
bull Essai T9
Lessai T9 est un essai caleacute agrave une freacutequence plus faible (4 Hz au pic du spectre DSN 79 le voile est
donc associeacute agrave une masse plus importante Le coefficient alpha maximal consideacutereacute dans les essais
(a= 10) conduit agrave mobiliser une distorsion largement supeacuterieure agrave 05 dans ce type dapproche en
deacuteplacement ce qui a eacuteteacute constateacute expeacuterimentalement
au cours de lessai T91 le voile ne mobilise pas sa capaciteacute de reacutesistance en beacuteton armeacute
(tregraves faibles deacuteformations) il y a une bonne correacutelation entre le modegravele eacutelastique parfait et les
reacutesultats de lessai si lon integravegre le deacutecalage initial en freacutequence
au cours de lessai T92 la force appliqueacutee reste infeacuterieure agrave leffort theacuteorique du fait de la
modification de la rigiditeacute Leffort theacuteorique eacutelastique calculeacute agrave partir de la rigiditeacute initiale est
proche de leffort maximal mobilisable pour le voile
au cours de lessai T93 leffort eacutelastique theacuteorique est largement supeacuterieur agrave leffort de reacutesisshy
tance statique reacuteel mobiliseacute qui est alors proche de leffort maximal de reacutesistance statique
mobilisable Ceci conduit agrave admettre un coefficient de comportement pour le voile testeacute de
lordre de 15 par rapport agrave leffort maximal mobilisable (en neutralisant leffet de la surshy
reacutesistance et en consideacuterant la rigiditeacute initiale reacuteelle)
au cours de lessai T94 leacuteleacutement mobilise son deacuteplacement ultime agrave effort constant Lappel
de ductiliteacute est important au prix dune deacutegradation du beacuteton du voile
Le coefficient 6 sur le dimensionnement initial obtenu pour lessai T93 peut se deacutecomposer globaleshy
ment comme suit
conservatisme de la regravegle des coutures 18
sur-reacutesistance mobiliseacutee 22
effet dynamique 15
Les valeurs donneacutees ci-dessus doivent ecirctre consideacutereacutees comme des approximations
Dans les diffeacuterents cas de figures la chute de freacutequence expeacuterimentale peut ecirctre correacuteleacutee avec la
courbe effort deacuteplacement et les valeurs de la force maximale mobiliseacutee au cours de chaque essai
eacuteleacutementaire sont bien correacuteleacutees avec lapproche retenue
On notera que dans cette approche en deacuteplacement le facteur alpha est bien en relation avec le deacuteshy
placement maximal mobilisable compte tenu de capaciteacutes de reacutesistance reacuteellement mobilisables agrave
peu pregraves identiques pour les maquettes T8 et T9
55 Estimation des deacuteplacements
Le deacuteplacement maximal calculeacute agrave partir dune modeacutelisation eacutelastique du comportement sismique des
ouvrages est supposeacute eacutegal au deacuteplacement sismique reacuteel ( regravegles PS92)
Ce deacuteplacement peut ecirctre calculeacute en fonction de la freacutequence initiale du spectre de dimensionnement
utiliseacute et des facteurs de charge de lessai consideacutereacute (alpha et k) On constate un deacutecalage important
des deacuteplacements maximaux constateacutes (ligne 4) par rapport aux hypothegraveses eacutelastiques de dimenshy
sionnement (ligne 1 ) mecircme en corrigeant les effets lieacutes agrave la diffeacuterence entre la rigiditeacute initiale constashy
teacutee et la rigiditeacute theacuteorique prise en compte au dimensionnement (ligne 2) Ce deacutecalage augmente
avec la freacutequence de calage initiale de lessai le modegravele eacutelastique lineacuteaire est inapproprieacute
- 31 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
(4)
(3)
(4)
55
24
Cahier technique AFPS avril 2002 -
dans ce cas de figure La correction du deacuteplacement eacutelastique pour prendre en compte lamplification
spectrale maximale du spectre cible dans le domaine des hautes freacutequences ne suffit pas pour comshy
penser un tel eacutecart (ligne 3)
Pour obtenir une meilleure approximation du deacuteplacement il est neacutecessaire de consideacuterer les effets
de chute de rigiditeacute au cours des essais
Le reacutesultat obtenu nest pas neacutecessairement en contradiction avec la regravegle usuelle deacutegaliteacute des deacuteshy
placements qui a eacuteteacute initialement justifieacutee pour des structures agrave basse freacutequence non testeacutees lors des
essais SAFE (regravegle de Newmark) La validiteacute dune estimation trop eacuteleveacutee de la rigiditeacute de la structure
initiale peut cependant ecirctre leacutegitimement questionneacutee
bull Essai TB freacutequence theacuteorique 12 Hz
T81 T82 T83
Coefficient de charge alpha 1 14 18
(1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 017 025 030
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 038 053 068
(3) Deacuteplacement conventionnel 12 17 22
Deacuteplacement maximal observeacute 25 12
bull Essai T9 freacutequence theacuteorique 4 Hz
T91 T92 T93 T94
Coefficient de charge alpha 1 3 6 10
( 1) Deacuteplacement theacuteorique (mm) 0 17 051 10 17
(2) Deacuteplacement rigiditeacute reacuteelle 021 064 13 2 1
Deacuteplacement conventionnel 0 17 051 10 17
Deacuteplacement maximal observeacute 058 60
56 Modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees
Les essais ont fait lobjet de modeacutelisations numeacuteriques avanceacutees par diffeacuterentes eacutequipes de rechershy
che Dans ces eacutetudes le comportement non lineacuteaire du mateacuteriau beacuteton armeacute est repreacutesenteacute sur la
base de la meilleure approximation possible du comportement du mateacuteriau reacuteei par les diffeacuterents inshy
tervenants
Les modegraveles utiliseacutes prennent en compte les proprieacuteteacutes du mateacuteriau beacuteton en compression et traction
et les proprieacuteteacutes des aciers suivant des repreacutesentations plus ou moins complexes Ces modegraveles pershy
mettent une repreacutesentation satisfaisante des courbes efforts deacuteformations cycliques expeacuterimentales
Une preacutesentation deacutetailleacutee de ces modegraveles sort largement du cadre de cet article
On doit cependant noter que lutilisation en situation reacuteelle de ce type de modeacutelisation reste difficile
degraves lors que les objets concerneacutes deviennent complexes Leur degreacute de maturiteacute devrait cependant
autoriser la calibration de modegraveles simplifieacutes du comportement non lineacuteaire des eacuteleacutements de structure
eacutetape indispensable au deacuteveloppement de meacutethodes praticables en situation reacuteelle
- 32 -
16
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
3000 c
2500 = lt
g 2000c =
t Egrave 1500
-+- DSN agrave 5 18
- DSN agrave 5 14
--i11r-osN agrave 5 1
-- Essai T8 l
Essai T82
-- Essai T83
1000
500
0
0 2 3 4 5 6 7
deacuteplacement (en mm)
8 9 IO 11 12
Essai T8 analyse en deacuteplacement
4500
4000
3500
z e
c =
c
c = - E
3000
2500
2000
1500
-+-T83 5 L8
-T82 5 L4
_T815 1
1000
500
()
() 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Il 12
deacuteplacement (en mm)
Figure 20 Analyse en deacuteplacement (essai TB)
- 33 -
--
0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
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0 ___ ___ _
Cahier technique AFPS - avril 2002
Essai T9 analyse en deacuteplacement
- -+-osN 79 5 5
=
DSN79 5 1
16000
14000
12000
z 10000=
8000 -t1-osN 79 5 3 euml Q
_ ci
6000
4000
2000
0000 0001 0002 0003 0004 0005 0006 0007 0008 0009 0010 0011 0012
deacuteplacement (en m)
Figure 21 Essai T9
- 34 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
- 35 -
6
Cahier technique AFPS avril 2002 -
7 REacuteFEacuteRENCES
1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
Note technique
- 36 -
Cahier technique AFPS avril 2002 -
6 CONCLUSIONS
La distorsion admissible pour un voile de contreventement travaillant principalement en cisaillement
peut ecirctre prise eacutegale agrave 05 Cette valeur est classiquement admise dans la litteacuterature et elle est bien
veacuterifieacutee par les essais Leacutetat du voile pour cette distorsion est de toute eacutevidence compatible avec sa
fonction meacutecanique ( fissuration limiteacutee reacutesistance verticale assureacutee ancrage des eacutequipements
maintenu et controcircle du risque de projectiles induits )
Les regravegles deacutevaluation de la capaciteacute de reacutesistance maximale statique sont raisonnables quand elles
expriment effectivement la capaciteacute globale de leacuteleacutement en beacuteton armeacute Les approches de type regraveshy
gles des coutures pour justifier les aciers reacutepartis dans les voiles de contreventement telles
quutiliseacutees dans les meacutethodes aux eacuteleacutements finis sont clairement tregraves pessimistes pour les cas
consideacutereacutes lors des essais Leacutevaluation de leffort ultime reacuteglementaire suivant une approche de type
beacuteton armeacute est acceptable par rapport aux efforts reacutesiduels mobilisables en cas dincursion accidenshy
telle dun eacuteleacutement dans le domaine des tregraves grands deacuteplacements ceci garantit une certaine robusshy
tesse au systegraveme La force maximale mobilisable reste largement supeacuterieure agrave leffort limite ultime
reacuteglementaire Le coefficient de seacutecuriteacute ainsi mis en eacutevidence permet de saffranchir des diffeacuterentes
incertitudes qui peuvent affecter la reacutealisation courante dun ouvrage de geacutenie civil
Une certaine prudence simpose dans leacutevaluation de la rigiditeacute des eacuteleacutements de contreventement
pour leacutevaluation des deacuteplacements degraves quune structure plutocirct rigide fonctionne effectivement en
beacuteton armeacute Seuls les deacuteplacements des ouvrages tregraves peu solliciteacutes (et donc tregraves surdimensionneacutes)
peuvent ecirctre eacutevalueacutes agrave partir de la rigiditeacute theacuteorique sous faibles deacuteformations Ceci correspond ceshy
pendant assez souvent agrave leacutetat de fait pour les ouvrages nucleacuteaires
La mobilisation des marges lieacutees au caractegravere dynamique du chargement est traduite classiquement
par un coefficient de comportement global Lestimation du coefficient de comportement global deacutepend
de lensemble des caracteacuteristiques de louvrage sa valeur nest donc pas accessible ici Les essais
mettent par contre en eacutevidence la valeur possible de coefficients de ductiliteacute locale tregraves importants si
lon considegravere le rapport entre la deacuteformation eacutelastique theacuteorique et la distorsion limite raisonnableshy
ment mobilisable (coefficient supeacuterieur agrave 10) La variation des rigiditeacutes relatives dans une structure
reacuteelle peut conduire agrave des incertitudes sur la reacutepartition des efforts dans les diffeacuterents eacuteleacutements de
contreventement ce pheacutenomegravene est pris en compte par la limitation des coefficients globaux de
comportement au niveau de la structure globale dans les approches simplifieacutees
Une approche reacutealiste du comportement des eacuteleacutements en beacuteton armeacute implique donc de prendre en
compte le caractegravere non lineacuteaire de la courbe effort deacuteformation Ce comportement sous charge horishy
zontale pour les voiles travaillant principalement en cisaillement pourrait ecirctre caracteacuteriseacute par
une rigiditeacute initiale en petites deacuteformations
un cisaillement ultime mobilisable
une distorsion associeacutee de lordre de 05
Les essais mettent en eacutevidence la pertinence des approches en deacuteplacement pour lanalyse du comshy
portement des structures sous charges sismiques
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1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
Conference on Earthquake Engineering Auckland New Zealand
P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
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1 P Pegon G Magonette FJ Molina GVerzelettiTDuyneland PNegro DTirelli et PTognoli
(1998) Programme SAFE Rapports des tests T1 agrave T13 European Commission Joint Research
Centre ISPRA technical notes
2 FJ Molina et PPegon (1998) Identification of the damping properties of the walls of the SAFE
program European Commission Joint Research Centre ISPRA technical note Ndeg 19835
3 FJ Molina MP Gonzalez P Pegon H Varum et A Pinto(2000) Frequency and damping evolushy
tion du ring experimental seismic response of civil engineering structures
4 Dalbera J Chauvel D Molina FJ Pegon P Verzeletti G(1999) Endommagement sismique des
murs en beacuteton armeacute Tenue des supports chevilles AFPS 5egraveme colloque national
5 lie N Reynouard JM Fleury F Chauvel D (2000) Computed versus observed inelastic seismic
response of low-rise RC shear walls with boundary elements Proceedings of the 1ih world
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P Bisch et CViardin (1999) Interpreacutetation des essais SAFE effectueacutes agrave ISPRA EDF Septen
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